2010 SANACE A REKONSTRUKCE

3/2010

SANACE A REKONSTRUKCE

SPOLEČNOSTI A SVAZY PODPORUJÍCÍ ČASOPIS

CO NAJDETE V TOMTO ČÍSLE

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

3/

OPRAVA KARLOVA MOSTU – OTÁZKY A ODPOVĚDI SANACE OBJEKTU RED HOUSE V MORAVSKÉ OSTRAVĚ

SVAZ VÝROBCŮ BETONU ČR Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 tel.: 246 030 153 e-mail: [email protected] www.svb.cz

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

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

/6

ZHOTOVENÍ A DIAGNOSTIKA KOTEV DO BETONU – PŘÍKLADY Z PRAXE

/ 25

ANTONÍN ENGEL – ROLE NAVRHOVÁNÍ PROSTUPŮ NOVÉ TECHNOLOGIE NOSNÍKŮ S POUŽITÍM MODELŮ A ARCHITEKTONICKÉ KONCEPCE NÁHRADNÍ PŘÍHRADOVINY PŘI HLEDÁNÍ NADČASOVÉ FORMY OCHRANA BETONU V ČISTÍRNÁCH ODPADNÍCH VOD

/ 70

30 /

ZOSILŇOVANIE VALCOVITÝCH BETÓNOVÝCH KONŠTRUKCIÍ PREDPÄTÍM

48 /

/ 34

78 /

PROJEKT EBETON

OBSAH

❚

CONTENT

ROČ ROČNÍK: O N desátý Č ČÍS LO 3/2010 (vyšlo dne 11. 6. 2010) ČÍSLO: VYCHÁZÍ DVOUMĚSÍČNĚ VYCH VYDÁ VYDÁVÁ BETON TKS, S. R. O., PRO: Svaz vvýrobců cementu ČR S Sva Svazz vvýrobců betonu ČR Českou Če Čes ko betonářskou společnost ČSSI Sdružení pro sanace betonových konstrukcí Sdr ruž VYDAVATELSTVÍ ŘÍDÍ: VYD V A Michal Števula, Ph.D. Ing. M Ing ŠÉFREDAKTORKA: Š ŠÉ ŠÉF ÉF É FR Ing. Jana Ja Margoldová, CSc. PRODUKCE: Ing. Lucie Šimečková PROD

Ú V O DNÍ K Zdeněk Jeřábek

/2

HODNOCENÍ STAVU ŽELEZOBETONOVÉHO OSTĚNÍ ŠTOL VYSTAVENÉHO CHEMICKY AGRESIVNÍMU PROSTŘEDÍ A PŘEDPOVĚDI JEHO DALŠÍ ŽIVOTNOSTI

S TAV E B NÍ KO NST R U K C E

Amos Dufka

OPRAVA KARLOVA MOSTU – OTÁZKY A ODPOVĚDI

VLIV KRYSTALIZAČNÍCH PŘÍMĚSÍ NA PEVNOST BETONU V TLAKU

Daut Kara, Antonín Brnušák

/3

SANACE OBJEKTU RED HOUSE V MORAVSKÉ OSTRAVĚ

Jiří Zmek, Martin Luňáček

/6

Jiří Pazderka

/ 57

/ 60

METODIKA STANOVENÍ VLIVU VERTIKÁLNÍCH TRHLIN NA PLÁŠT CHLADÍCÍ VĚŽE

Zdeněk Šnirch, Amos Dufka, Martin Lukavec

/ 64

REDAKČNÍ RADA: REDA Doc. Ing. Vladimír Benko, PhD., Doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc., Ing. Jan Gemrich, Prof. Ing. Petr D h á Hájek, CSc. (předseda), Prof. Ing. Leonard Hobst, CSc. (místo předseda), Ing. Jan Hrozek, Ing. Jan Hutečka, Ing. arch. Jitka Jadrníčková, Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc., Ing. Milan Kalný, Ing. arch. Patrik Kotas, Ing. Jan Kupeček, Ing. Pavel Lebr, Ing. Milada Mazurová, Doc. Ing. Martin Moravčík, Ph.D., Ing. Hana Némethová, Ing. Milena Paříková, Petr Škoda, Ing. Ervin Severa, Ing. arch. Jiří Šrámek, Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA, Prof. Ing. RNDr. Petr Štěpánek, CSc., Ing. Michal Števula, Ph.D., Ing. Vladimír Veselý, Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc. GRAFICKÝ NÁVRH: 3P, spol. s r. o. Radlická 50, 150 00 Praha 5

MATE R I Á LY A T E CH N O L OG I E

Robert Veit-Egerer, Zdeněk Jeřábek, Miroslav Hubka

/ 10

OPRAVY A OBNOVA VODOTĚSNOSTI ŽELEZOBETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

Václav Pumpr, Jiří Dohnálek

ILUSTRACE NA TÉTO STRANĚ: Mgr. A. Marcel Turic

H IS T OR I E

POSUZOVÁNÍ ŽIVOTNÍHO CYKLU V KAŽDÉ FÁZI ŽIVOTA NOSNÝCH KONSTRUKCÍ

ANTONÍN ENGEL – ROLE NOVÉ TECHNOLOGIE A ARCHITEKTONICKÉ KONCEPCE PŘI HLEDÁNÍ NADČASOVÉ FORMY

Petr Vorlík

SAZBA: 3P, spol. s r. o. Radlická 50, 150 00 Praha 5

/ 70

ADRESA VYDAVATELSTVÍ A REDAKCE: Beton TKS, s. r. o. Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 www.betontks.cz

/ 20

A K T U A L I TY ZHOTOVENÍ A DIAGNOSTIKA KOTEV DO BETONU – PŘÍKLADY Z PRAXE

Tomáš Míčka, Leonard Hobst, Jaromír Láník, / 25 Martin Koudelka, Lubomír Vítek ZOSILŇOVANIE VALCOVITÝCH BETÓNOVÝCH KONŠTRUKCIÍ PREDPÄTÍM Juraj Bilčík, Milan Chandoga / 30 OCHRANA BETONU V ČISTÍRNÁCH ODPADNÍCH VOD

Tomáš Plicka

/ 34

INJEKTÁŽE – ÚČINNÁ METODA SANACE PODZEMNÍCH KONSTRUKCÍ, ODSTRANĚNÍ KAVEREN ZA OSTĚNÍM STOKY V PRAZE–LIBNI

Jaroslav Chabr, Pavla Matulová

/ 38

OŠETROVANIE ČERSTVÉHO BETÓNU – 3. NASIAKNUTÉ ĽAHKÉ KAMENIVO / 42

NAVRHOVÁNÍ PROSTUPŮ NOSNÍKŮ S POUŽITÍM MODELŮ NÁHRADNÍ PŘÍHRADOVINY

Jiří Šmejkal, Jaroslav Procházka 3/2010

❚

/ 68

AUTORIZACE PRO OBLAST SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

Jiří Dohnálek

/ 68

PROJEKT EBETON

Milan Senko

/ 78

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA

/ 80

REDAKCE, OBJEDNÁVKY PŘEDPLATNÉHO A INZERCE: tel.: 224 812 906, 604 237 681, 602 839 429 e-mail: [email protected] [email protected] ROČNÍ PŘEDPLATNÉ: 540 Kč (+ poštovné a balné 6 x 30 = 180 Kč), cena bez DPH 21 EUR (+ poštovné a balné 7,20 EUR), cena bez DPH, studentské 270,- Kč (včetně poštovného, bez DPH)

F IR E MN Í PR E Z E N TAC E

VĚD A A VÝZ KUM

Peter Briatka, Peter Makýš

REŠERŠE ZE ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ

TISK: Libertas, a. s. Drtinova 10, 150 00 Praha 5

/ 48

Podlahy 2010 /9 Navrhování betonových konstrukcí / 19 podle EN 1992-1-1 Betosan / 23 SMP CZ / 27 MC-Bauchemie / 37 Mott MacDonald / 59 Earch.cz / 67 STEEELCRETE / 69 Ing. Software Dlubal / 77 BETON UNIVERSITY / 80 BETON UNIVERSITY / 3. str. obálky ČBS / 3. str. obálky SVC / 4. str. obálky

technologie • konstrukce • sanace • BETON

Vydávání povoleno Ministerstvem kultury ČR pod číslem MK ČR E-11157 ISSN 1213-3116 Podávání novinových zásilek povoleno Českou poštou, s. p., OZ Střední Čechy, Praha 1, čj. 704/2000 ze dne 23. 11. 2000 Za původnost příspěvků odpovídají autoři. Označené příspěvky byly lektorovány. FOTO NA TITULNÍ STRANĚ: Sanované svodidlové zídky Barrandovského mostu v Praze, foto: Jakub Karlíček BETON TKS je přímým nástupcem časopisů Beton a zdivo a Sanace.

1

ÚVODNÍK

❚

EDITORIAL

VÁŽENÉ DÁMY A PÁNOVÉ, dovolte mi úvahu o sanacích betonových konstrukcí, ve které se pokusím shrnout své povědomí o této problematice za posledních dvacet let. Proboha – už je to dvacet let, kdy jsme se začali „bavit“ touto oblastí stavařiny. Již v roce 1990 se několik nadšenců začalo zabývat myšlenkou na vytvoření nějaké nové profesní organizace, která by hájila zájmy odborně zdatných firem proti tak zvaným „kyblíčkářům“ – jak jsme tenkrát říkali rádoby „odborníkům“, kteří pro sanace betonu používali různé zázračné metody a někdy až alchymistické postupy, které ovšem nevycházely – a tím se začalo šířit povědomí o tom, že sanovat beton je bláhová snaha ... Oproti moderním technologiím a materiálům tenkráte stavěli hlavně dryáčnický přednes a agresivní obchodní taktiku. Proto jsme začali v roce 1990 pořádat každým rokem sympozium se sanační tématikou, aby byla vytvořena platforma pro výměnu zkušeností v náročném oboru sanací betonu. No – a po prvních dvou ročnících sympozia došlo k založení Sdružení pro sanace betonových konstrukcí (SSBK). V prvních letech vývoje SSBK docházelo především k odhalování metod a technologií, které do té doby byly u nás nevídané. Vzpomeňme na nástup moderních diagnostických metod, moderní techniky (vysokotlaký vodní paprsek, diamantové pily, stříkaný beton, různé injektážní technologie, …), moderních stavebních materiálů a hlavně na nástup sofistikovaného přístupu k problematice sanací betonu. V průběhu doby se z původně několika zájemců o sanace betonových konstrukcí vyvinulo sdružení o padesáti členech (právnických osobách), kteří svoji prestiž spatřovali a spatřují právě v tomto zajímavém oboru stavařiny. SSBK na jakousi společenskou objednávku těchto firem dalo vznikout Technickým podmínkám pro provádění sanací betonových konstrukcí, které jsou dnes obecně akceptovány i významnými investory. SSBK – opět v průběhu svého vývoje – se významně podílelo i na vzniku tohoto skvělého časopisu. Co se týče praktické náplně výrazu „Sanace betonových konstrukcí“ – zde můžeme vidět nepřebernou škálu kategorií:

• sanace betonových staveb, na kterých se podepsal zub

času – a je třeba zajistit jejich bezpečnou další funkci, • sanace betonových staveb – spojenou s jejich rekonstrukcí

nebo zesílením – v rámci nového využití, vyššího zatížení, • sanace betonových staveb, kde mnohdy již narážíme

na jejich památkovou ochranu, • pohříchu se setkáváme též se sanacemi zcela nových be-

tonových konstrukcí, na kterých došlo v průběhu výstavby k výrobním vadám. A bylo by možno sestavovat podle konkrétních případů z praxe další a další kategorie, resp. příklady zcela nových kapitol sanací betonových konstrukcí. Zajímavé je například prolnutí běžné stavební praxe s moderním pojetím sanačních technologií. Mnoho dnes již běžně používaných postupů bylo původně převzato do běžné praxe právě jako sanační postupy, kdy byly původně vyvíjeny vysoce sofistikované materiály nebo technologie. A samozřejmě toto platí i naopak. Co je ale, myslím, podstatné, je to, že dnes jsou sanace betonu považovány za vysoce specializovaný obor stavebnictví. A SSBK je bráno jako vysoce odborná organizace, která tento obor zaštiťuje. Za uplynulých dvacet let, které uběhly jako voda, jsme se již dvacetkrát sešli na sympoziu SANACE! Jsme tedy o dvacet let starší a dál. Možná jsme si původně mysleli, že budeme ještě dále, ale na druhou stranu jsme během velmi zajímavé etapy našeho života dosáhli také zajímavých met. Proto navrhuji – dále svou invencí a nadšením posilovat vážnost oboru sanací betonu a přispět tak k odpovědnému přístupu v péči o naše betonové stavby. Zájem o sanace betonu je možno projevit i členstvím v SSBK, účastí na pravidelných sympoziích a nebo zájmem o časopis Beton TKS, ve kterém je pravidelně probírána i problematika sanací betonových konstrukcí. Zabývejme se sanacemi mimo jiné i proto, abychom měli možnost předat statky, které jsme dostali od našich předků, také dále našim potomkům… Přeji všem čtenářům příjemné letní chvíle s tímto časopisem v ruce… Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc. viceprezident SSBK

Účastníci sympozia Sanace 2010 v Brně v květnu 2010

2

BETON • technologie • konstrukce • sanace

❚

3/2010

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E

❚

STRUCTURES

NADPIS OPRAVACESKY KARLOVA ❚ MOSTU NADPIS –AGLICKY OTÁZKY A ODPOVĚDI ❚ REPAIR OF PRAGUE'S CHARLES BRIDGE – QUESTIONS AND ANSWERS

Malý respekt k původním postupům, použití nových kvádrů, využívání moderních materiálů, krátká příprava a rychlost provádění. Přestože se jedná o stále nedokončenou etapu opravy, kritické připomínky k způsobu rekonstrukce vyvolávají řadu otázek. Na nejčastější z nich odpovídá následující příspěvek. ❚ No landmark in Prague is more famous than the 14th century Charles Bridge, which has undergone major renovation over the last two years – a project that has come under unparalleled scrutiny and also criticism. On one side, representatives of the city as well as the firm conducting the repairs say the project is slowly but surely nearing successful completion; on the other, activists say critical mistakes were made. One thing is certain: when it comes to this project, emotions run high. 1

Daut Kara, Antonín Brnušák

V úvodu je nutno uvést, že všechny práce na mostě probíhají podle schváleného projektu, v souladu se stavebním povolením a pod trvalým dozorem pracovníků Národního památkového ústavu (NPÚ) a Odboru kultury a památkové péče Magistrátu hlavního města Prahy. Bohužel, současný postoj nového vedení NPÚ, jak byl formulovaný ve vyjádření ze 4. 2. 2010, je v zásadním rozporu s tím, jak jednali a rozhodovali zástupci NPÚ přímo na Karlově mostě a je jasným dokladem zásadní změny názorů a postojů této organizace k probíhající opravě. Podle zákona o státní památkové péči je NPÚ odbornou organizací, jejímiž doporučeními a rozhodnutími se všichni účastníci výstavby důsledně řídí. Není proto dnes možné obviňovat vlastníka památky nebo organizace práce provádějící z nedodržování zásad památkové péče. Tuto odpovědnost musí nést odborné instituce pověřené památkovým dohledem a dozorem. Zde jsou odpovědi na několik nejčastějších připomínek: P R O VÁ D Ě N Í P R A C Í B E Z RESPEKTU K TRADIČNÍM TECHNIKÁM

Strojové zpracovávání kamenných bloků není novodobá metoda, která se 3/2010

❚

používá při této opravě. Jednoduchou lanovou pilou byly kameny děleny již ve 14. století, pilou poháněnou strojem se pískovec řezal v 19. století. Je to proces, kdy dochází k dělení materiálu. Rozhodující je pochopitelně následné dopracování tvaru a povrchová úprava. Komise složená ze zástupců NPÚ vybrala z předvedených tradičních kamenických technik v roce 2007 tzv. rýhování, v kamenické hantýrce nazývané šalírování, které bylo zvoleno jako jasný znak této opravy s ohledem na dodržení čl. 12 Benátské charty. Jednalo se výlučně o rozhodnutí pracovníků NPÚ. Komise zvolila způsob provádění povrchové úpravy tak, jak je v současnosti prováděna. Nepřála si ani lemování, ani pemrlování ani jiný způsob. Bylo určeno, že všechny nové kameny vkládané při této opravě budou opracovány jednotně, aby tato oprava měla jednotný rukopis. Stejnou tendenci je možné pozorovat i na kamenech z minulých oprav. Není tedy pravda, že kamenné kvádry nebyly dopracovány ručně. Tloušťka desek byla volena jako maximální tloušťka zábradelní zídky. Pokud v některých místech není osekána dostatečně silná vrstva lícové plochy a mezi seky tak zůstávají řezné plochy, jedná se o nedodělek, který bude do předání díla odstraněn.


Obr. 1 Nezvyklé panorama Karlova mostu v průběhu rekonstrukce ❚ Fig. 1 Unusual panoramic view of Charles Bridge during the reparation

Rozhodnutí o použití pískovcových bloků v ložných spárách bez kamenických úprav bylo učiněno na základě zkoušek přilnavosti zvolené malty a to za účasti zástupců NPÚ. Z P Ů S O B D E M O N TÁ Ž E KAMENNÉHO ZÁBRADLÍ

Při předchozí opravě provedené v 70. letech minulého století byly pískovcové bloky „slepeny“ a proinjektovány vysokopevnostní cementovou injektážní směsí s několikanásobně vyšší pevností, než jakýkoliv druh pískovce. Přesto docházelo při demontáži k poškození kamenů pouze v ojedinělých případech. Demontáž zídek probíhala podle schváleného technologického postupu. V mnoha případech se nejednalo o pískovcové bloky, ale směs písku a cementové kaše. Argumenty uvedené v odůvodnění Rozhodnutí jsou v rozporu s vyjádřením soudního znalce z 28. 2. 2010, podle kterého „… jiný způsob uvolňování kamenných bloků, které jsou propojeny velmi přilnavou a tvrdou betonovou hmotou, nelze s lepším výsledkem uskutečnit“. 3

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E VÝMĚNA KAMENNÝCH BLOKŮ

Každý kámen byl hodnocen komisí odborníků složenou ze zástupců Přírodovědecké fakulty UK, Národního památkového ústavu, následného správce Technické správy komunikací, zástupce investora a Odboru kultury a památkové péče MHMP. Tato komise hodnotila nejen technické parametry každého kamene, ale i jeho historickou hodnotu. Žádný kámen nebyl vyřazen bez výše uvedeného hodnocení. Nevyhovující zbytky kamenů, které byly vyřazeny a v souladu se zadáním uloženy do depozitáře nebo zlikvidovány, jsou protokolárně dohledatelné. Současné prohlášení NPÚ o množství „..na pohled zdravých kamenů“ v depozitáři se zakládá pouze na vizuálním posouzení památkářů. Odporuje původnímu rozhodnutí zástupce NPÚ v komisi pro hodnocení kamenů a bylo vysloveno před odborným posouzením. Podle platného správního rozhodnutí OKP MHMP ze dne 14. 8. 2009 bude použitelnost těchto kamenů pro využití v další etapě opravy přezkoumána na základě ověření jejich fyzikálních vlastností. Dále je v odůvodnění uvedeno ab-

Obr. 2 Dělníci pracují pod dorozem veřejnosti ❚ Fig. 2 Repair works are performed under permanent attention of the public Obr. 3 Veřejnost může pozorně sledovat jednotlivé fáze opravy ❚ Fig. 3 Tourists can witness different stages of the reparation 2

❚

STRUCTURES

surdní prohlášení o vyřazení 70 % původních kvádrů. Ve skutečnosti bylo vyřazeno necelých 45 % původních kvádrů, což je méně než předpokládal průzkum PF UK. Některé kameny uvedené v průzkumu jako vyhovující byly ve skutečnosti pouze lícními deskami z božanovského pískovce spojenými cementovou maltou. M A LT O V É V Ý T O K Y P Ř I S PÁ R O VÁ N Í

Na mostě se nevyskytují žádné výtoky malty. Před zahájením opravy byly zdokumentovány výluhy solí, vystupující na plášti mostu. To se dělo v důsledku nefunkční izolace mostu, kdy voda pronikala do konstrukce mostu a rozpouštěla soli v něm obsažené, které se následně vysrážely na povrchu pláště. P O U Ž I T Í M A LT Y V Y S O K É PEVNOSTI, KTERÁ NEUMOŽŇUJE P Ř I R O Z E N O U D I L ATA C I

Malta používaná při zdění byla vybrána z malt navržených dodavatelem stavby. Výběr malty respektoval vyjádření vedoucí laboratoře NPÚ. O použité maltě bylo rozhodnuto před zahájením zdění. Povinnost vyžádat si správní rozhodnutí na použitý druh malty zákon o památkové péči neukládá, a ani zúčastnění pracovníci památkové péče nebyli názoru, že by se tak mělo stát. Průzkum historických malt prováděný Přírodovědeckou fakultou UK dokládá použití malt s pojivem z hydraulického vápna již při stavbě Karlova mos-

tu. Z důvodu nevhodnosti použití malty s velkou pevností byla v technologickém postupu pro zdění stanovena pevnost malty 4 MPa. Tato hodnota je minimálně 5x nižší, než jaká je požadovaná pevnost kamenných kvádrů. Kritiky je vytýkáno, že použitá malta neumožňuje přirozenou dilataci mostu, praská a místy vypadává. Tomuto požadavku by vyhověla malta s tažností kolem 9 %. Takováto malta by musela být vyrobena na bázi trvale pružných tmelů. Ú P R AVA D I L ATA Č N Í C H S PÁ R PRUŽNÝM TMELEM

Karlův most je cca 500 m dlouhá zděná konstrukce založená pevně na patnácti pilířích a dvou koncových opěrách. Objemové změny od změny teploty představují vedle vlastní tíhy největší zatížení pro konstrukci. Tyto síly jsou natolik velké, že jim nelze čelit pevností materiálu, ale naopak je nutné umožnit konstrukci potřebné pohyby. Je nutné si uvědomit, že to platí pro konstrukci mostu jako celek a je to příčinou systému trhlin ve zdivu. Tím spíš se to projevuje v zábradlí, kde jsou tyto pohyby největší. Pokud bychom chtěli předejít trhlinám zcela, museli bychom zábradlí oddělit kluznou spárou od zbytku mostu. Nebo by muselo být rozděleno svislými spárami na úseky dlouhé cca 2 m. Další možností je místo malty použít trvale plastický tmel v celém rozsahu zdiva. Uvedené možnosti jsou daleko méně přijatelné, než odsouhlasený způsob s poddajnými spárami u podstav-

3

4


❚

3/2010


ců soch. Toto řešení bohužel vznik trhlin zcela nevylučuje, výrazně ale snižuje jejich četnost a šířku. Navržené řešení je nejlepší, jaké bylo v době projektování i tvorby technologického postupu známo, a o lepším řešení nikdo z účastníků výstavby neví. Použití dilatačních spár je uvedeno v projektové dokumentaci, na kterou bylo vydáno správní rozhodnutí. Konstrukce KM během desítek a stovek let prokázala, že neexistují postupy, které by zabránily vzniku trhlin v masivní zděné konstrukci těchto rozměrů. POUŽITÍ KOCBEŘSKÉHO P Í S K O V C E A J E H O B A R VA

Kocbeřský pískovec byl zvolen na návrh odborníků z Přírodovědecké fakulty Univerzity Karlovy, kteří jej vyhodnotili jako jednoznačně nejvhodnější. Je používán od zahájení akce se souhlasem památkářského dohledu i dozoru. Z historických fotografií je zřejmé, že každý nově vložený kámen měl výrazně světlejší barvu a do doby, než přirozeně zpatinoval, vizuálně vyčníval mezi již zešedlými kameny. Z důvodu odstranění barevných rozdílů původních a nových kamenů rozhodl zástupce NPÚ o provedení patinace. Patinaci provádí odborný restaurátor s oprávněním od Ministerstva kultury, doporučený pracovníkem NPÚ a podle jeho pokynů. Rozhodnutí o výběru kamene bylo učiněno zcela mimo subjekty zainteresované na stavbě, a to na půdě Odborné komise pro obnovu Karlova mostu zřízené MHMP. Výběr kamene byl výsledkem několikaletého průzkumu a vyhodnocování zkoušek (prováděného Přírodovědeckou fakultou UK) všech druhů pískovce dosažitelných v současné době na území ČR. PRO NAPOJENÍ IZOLACE B Y LY O D S E K Á N Y K A M E N Y ZASAHUJÍCÍ POD MOSTOVKU

Hlavním cílem opravy je provedení nové a kvalitní hydroizolace, která zabrání pronikání srážkové vody do konstrukce. Ta může fungovat pouze tehdy, bude-li kvalitně napojena na zdravé kameny zábradlí. Provedení tohoto detailu bylo schváleno již v dokumentaci pro stavební povolení, ke které se rovněž vyjadřoval NPÚ, a na něž je vydáno správní rozhodnutí. Právě nedokonalé provedení detailů napojení izolace na zábradlí (provedené při minulé opravě) bylo hlavní příčinou ztráty funkce izolačního souvrství. 3/2010

❚

ZHOTOVENÍ MOSTOVKY BEZ POUŽITÍ TRADIČNÍCH M AT E R I Á L Ů

Jedná se např. o beton, plastbeton, polystyren, geotextilie, metakrylátovou izolaci s drenážní rohoží. Všechny tyto uvedené materiály byly použity podle schváleného projektu. Železobetonová deska, která byla vložena do Karlova mostu před cca 40 lety, se při současné opravě neodstraňuje, protože by tím byly ohroženy historické části konstrukce. Byla vytvořena pouze nová souvrství pro pokládku kvalitní izolace. Dlažba zůstává autentická – 40 let stará. Podle provedených výpočtů, založených na průběžném několikaletém sledování teploty v konstrukci, železobetonová deska konstrukci nejenom neohrožuje, ale zvyšuje její tuhost ve vodorovném směru a tedy zvyšuje odolnost mostu proti účinku povodní. Dosavadní negativní vliv této desky na „roztlačování“ parapetních zdí je při současné opravě eliminován jejím odbouráním podél zábradlí. Není pravda, že je na Karlově mostě testován moderní hydroizolační systém. Jedná se o ověřené řešení používané u nás i v zahraničí. Jeho hlavní předností je trvalá pružnost a průtažnost zajišťující bezpečnou funkci i u trhlin, které mohou dodatečně vzniknout v konstrukci. NEBYL PROVEDEN HISTORICKÝ PRŮZKUM

Závazné stanovisko OKP MHMP ze 14. května 2004 ukládalo vlastníkovi památky předložit „zkompletovaný a aktualizovaný stavebně-historický průzkum včetně archivní rešerše a ikonografie“. Přesně podle tohoto zadání byl průzkum objednán. Zpracovali ho, předložili a dostali za něj zaplaceno pracovníci NPÚ ÚP, oddělení průzkumů. Při následných rozsáhlých diskusích bylo paní generální ředitelkou NPÚ konstatováno, že průzkum je pro probíhající opravu mostovky dostatečný. Pro opravu kamenného pláště (následující etapu opravy) bude tento průzkum rozšířen a dopracován ve spolupráci s NPÚ. Není proto pravda, že historický průzkum nebyl proveden. Z ÁV Ě R

Přes všechny spory, pomluvy a diskuse se probíhající etapa opravy Karlova mostu blíží ke konci. Pro opravu kamenného pláště jsme už našli vhod-


❚

STRUCTURES

ný kámen. Do otevření lomu zbývá ještě nějaká doba. A tato doba může být využita pro přípravu další etapy rekonstrukce. Všichni chápeme, že během každé déle trvající činnosti dochází v důsledku nabytých zkušeností a vyššího stupně poznání k upřesnění počátečních požadavků na očekávaný výsledek. To se týká i opravy Karlova mostu. Tato upřesnění však musí vycházet z již dosaženého, navazovat na ně a ne je od základu popírat. Proces musí mít kontinuitu a opírat se o na začátku stanovené zásady. Kontinuita je nutná i pro jednání a rozhodování zúčastněných organizací. Pro všechny, kdo se podíleli na přípravě opravy, i pro ty, kdo ji realizují, je nepochopitelné a stresující, když to, co mělo být opravou památky, je označeno za její ničení. Děje se tak v důsledku zásadní změny názoru jednoho z partnerů, jehož povinností ze zákona je mimo jiné i zabezpečování odborného dohledu nad péčí o památky, poskytování odborných podkladů pro orgány státní památkové péče a bezplatná pomoc vlastníkům kulturních památek, a jenž se na výsledku aktivně podílel. A tak to, co se zdálo na počátku jasné a nad čím panovala shoda, je náhle zpochybněno. Je to především poučením pro přípravu další etapy opravy. Nikdo si nedělá iluze, že se i při nejlepší přípravě neobjeví spory a výměny názorů jak mezi odborníky, tak laiky na to, jak by se měla provádět. Tak tomu bylo i vždy při minulých opravách a je to dáno velkým významem objektu opravy.

Příspěvek společně zpracovali zástupci zhotovitele opravy společnosti SMP CZ a mandatáře investora společnosti Mott MacDonald Praha, spol. s r. o. Další aktuální informace o průběhu opravy najdete na www.opravakarlovamostu.cz

Ing. Daut Kara Mott MacDonald Praha, spol. s r. o. Národní 15, 110 00 Praha 1 tel.: 221 412 810 e-mail: [email protected] Ing. Antonín Brnušák SMP CZ, Divize 1 Evropská 1692/37, 160 41 Praha 6 tel.: 222 185 220 e-mail: [email protected]

5


❚

STRUCTURES

SANACE OBJEKTU RED HOUSE V MORAVSKÉ OSTRAVĚ ❚ REHABILITATION OF THE CONSTRUCTION OF RED HOUSE IN MORAVSKÁ OSTRAVA Jiří Zmek, Martin Luňáček Více než dvacet let stál na frekventované třídě 28. října, téměř v centru Ostravy, rozestavěný železobetonový skelet s velmi nejasnou budoucností ohledně dalšího využití. Sedmipodlažní objekt

s

částečnou

střešní

nadstavbou,

který měl původně sloužit jako sídlo KV KSČ v Ostravě, tak od roku 1990 bez jakýchkoliv stavebních úprav stál v centru města vystaven vlivům počasí i agresivitě prostředí, přičemž nosné ocelové sloupy i kazetové železobetonové desky byly bez jakékoliv ochrany. Cílem příspěvku je ukázat, že i železobetonové konstrukce v takovémto stupni zachovalosti lze sanovat a prodloužit jejich životnost. ❚

An unfinished

reinforced concrete skeleton, whose future use was very unclear, was standing in a busy 28. října Street, almost in the centre of Ostrava for more than 20 years. The building was originally supposed to host the Regional Committee of the Communist Party of Czechoslovakia. Thus, from 1990 this seven-storey construction with a partial roof extension was standing in the town centre without any building modification. Its carrying steel columns, as well as coffer reinforced concrete slabs were exposed to weather effects and aggressive environment without any protection. This paper is aimed

1

ré se uskutečnily v letech 2002 a 2008. Nově byl proveden přepočet konstrukce původním statikem v prosinci 2008. Stávající konstrukce sedmipodlažního objektu Red House Ostrava je rozdělena na tři dilatační celky. Je tvořena železobetonovými stěnovými a schodišťovými jádry, ocelovými vinutými sloupy VSŽ spirálovitě svařovanými z oceli řady 37, o průměru 530 mm a tloušťce stěny 8 mm v krajních polích a průměru 720 mm a tloušťce stěny 8 mm ve vnitřních polích. Sloupy jsou vyplněny betonem B25. Vodorovné konstrukce tvoří železobetonové kazetové stropy realizované systémem spouštěného bednění Liftform. Celková tloušťka desky je 480 mm, vlastní deska má tloušťku 80 mm, zbylých 400 mm připadá na žebra. Rozměr kazety je 900 x 900 mm. Pouze v oblasti hlavic sloupů je deska v plné tloušťce 480 mm. Nadstavba v 7. NP měla krov řešený jako ocelovou rámovou konstrukci. Vlastní nadstavbu tvořily železobetonové stropní desky uložené na prefabrikovaných průvlacích a prefabrikovaných sloupech. Obezdívka byla z pěnosilikátových tvárnic, část soklu z plných pálených cihel.

to show the possibility of reconstruction and extension of life of the building at the same degree of preservation.

P O P I S S TÁVA J Í C Í K O N S T R U K C E

Původní projektová dokumentace se nedochovala, avšak byla možnost spolupráce s autorem statické části Ing. Fialou, který potvrdil, že předpokládané využití konstrukce byla administrativní budova s navrženým užitným 2 normovým zatížením 4 kN/m . Z důvodu chybějící projektové dokumentace bylo provedeno nové zaměření stávajícího stavu a technický stav objektu byl vyhodnocen na základě dvou stavebně-technických průzkumů, kte6

V Ý S L E D K Y S TAV E B N Ě -TECHNICKÉHO PRŮZKUMU

Uvedené průzkumy předpokládaly, že stropní desky a stěny výztužných jader jsou z betonu B20, výztuž je z oceli 10 425 (V) a 10 216 (E). Původně byly sloupy navrženy z betonu třídy B35, dle průzkumů odpovídá beton třídě C30/37. Stropy a stěny byly původně navrženy z betonu třídy B20, dle průzkumů odpovídá beton třídě C16/20. Objemové hmotnosti betonu a dynamický modul pružnosti vykazovaly poměrně nízké hodnoty, objemová hmotnost betonu byla namě3 řena v rozmezí 2 100 až 2 300 kg m ,

dynamický modul pružnosti v průměru cca 26 GPa. Již při vlastních průzkumech vše nasvědčovalo skutečnostem, že byla použita neoptimalizovaná skladba betonové směsi (těžené kamenivo-kačírek s tvarovým indexem > 3), docházelo k nedokonalému zpracování betonu (segregace kameniva) a byl použit vyšší vodní součinitel (obr. 2a, b). Výztuž desek, tvořená u horního povrchu sítí 150 x 150 ∅ 4 mm, je na řadě míst zcela bez krytí, jinde má krytí až 40 mm. Žebra kazet mají dle průzkumu krytí horní výztuže cca 60 mm, v dolní části má výztuž žeber krytí v rozmezí 28 až 52 mm. Žebra kazet jsou dále vyztužena sítí z prutů profilu 8 mm 10 425 (V), které tvoří v profilu kazety třmínkovou i podélnou výztuž. Tato výztuž má krytí v rozmezí 0 až 60 mm, místy vystupuje z povrchu betonu a v důsledku absence alkalického prostředí je zkorodovaná. Chemické rozbory betonu prokázaly, že obsah dusičnanů a chloridů je v obvyklých hodnotách, avšak obsah síranů je značně zvýšený do hloubky 30 až 50 mm. Dále chemické rozbory prokázaly, že pH betonu je velmi nízké (8,5 až 11,5). Skutečnost, že karbonatace betonu postoupila do hloubky až 40 mm, znamená, že při celkové tloušťce desky 80 mm již není po celé tloušťce desky původní pH betonu. Z této skutečnosti musí pak vycházet i navrhovaný způsob sanace. Závěr chemického rozboru byl jednoznačný: krycí vrstvy betonu nemají dostatečnou pasivační schopnost vůči výztuži do hloubky 40 až 50 mm (z důvodu nerovnoměrné kvality betonu vzniklé mimo jiné jeho nedokonalým zpracováním). Lze usuzovat na počáteční degradaci cementového tmele.


❚

3/2010

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E 2a

❚

STRUCTURES

2b

Obr. 1 Pohled na objekt building

3

❚

Fig. 1

View of the

Obr. 2a, b Nedokonalé zpracování směsi Fig 2a, b Defective working of the mix

❚

Obr. 3 Vysokotlaký vodní paprsek ❚ Fig. 3 High-pressure water ray

Tab. 1 Tab. 1

Použité sanační materiály Used materials

antikorozní ochrana výztuže reprofilační malta pro hrubou reprofilaci reprofilační malta pro jemnou reprofilaci zalití trhlin

ROZSAH SANAČNÍCH PRACÍ

Investor plánuje využít objekt pro administrativní účely. Zjištění uvedená ve stavebně-technickém průzkumu ho vedla k rozhodnutí, že stávající skelet bude sanovat, namísto alternativy demolice. Přípravné práce: • rozebrání, odvoz a likvidace ocelové konstrukce svařovaných rámů z válcovaných profilů I 180 na úrovni nejvyšší stropní desky (v 7. NP), • rozebrání, odvoz a likvidace hrubé stavby z plných cihel a plynosilikátových tvárnic na úrovni nejvyšší stropní desky (v 7. NP), • demolice železobetonových konstrukcí nad úrovní nejvyšší stropní desky, • odstranění betonové mazaniny na železobetonové desce v 7. NP, • vyklizení prostor stávajícího skeletu (od vegetace, odpadků, stavební sutě apod.), • nutné hrubé terénní úpravy a vymýcení náletové vegetace v pásu šířky cca 2 m po obvodu skeletu, • vyčištění dilatačních spár mezi jednotlivými dilatačními úseky od heraklitových desek, 3/2010

❚

• demontáž ocelového rámu na bo-

ku skeletu. Sanační práce: • sanační práce na stropních a podlahových plochách jednotlivých podlaží, • protikorozní ochrana ocelobetonových sloupů, • likvidace vzniklého stavebního odpadu. Pozn.: součástí prací nebyla sanace schodišť, podest a stěn jednotlivých ztužujících jader.

REALIZACE SANAČNÍCH PRACÍ

Pro sanaci objektu Red House Ostrava byly použity sanační materiály (viz tab. 1) firem BASF (na všech dilatačních celcích ve 4. až 6. NP pro podlahy a stropy a v 7. NP pro podlahu) a MAPEI (na všech dilatačních celcích pro strop v 1. PP a podlahy a stropy v 1. až 3. NP). Stavebně-technickým průzkumem prokázaná karbonatace betonu do hloubky až 40 mm, při tloušťce desky 80 mm, znamenala, že předúprava povrchu betonu vysokotlakým vodním paprskem neprobíhala klasickým způsobem, kdy rozrušení konstrukce je ukončeno až ve chvíli, kdy acidobazický in-


❚

Sanační materiál Emaco Mapefer 1K Nanocrete AP Emaco S88C

Mapegrout T60

Emaco R305

Monofinish

Epojet

dikátor (nejčastěji fenolftaleinová zkouška) prokáže, že pH předupraveného betonu odpovídá pH zdravého betonu, tj. cca pH 12,5. Na betonech objektu Red House Ostrava bylo v technickostavebním průzkumu prokázáno, že pH betonu není na hranici pasivace výztuže, spíše na hraně, kdy je výztuž ještě vlivem prostředí neutralizována. Z uvedených důvodů bylo cílem otryskání spodního líce a boku všech stropních desek vysokotlakým vodním paprskem odhalení betonu o průměrné minimální pevnosti povrchu v tahu 1,4 MPa, přičemž jednotlivé hodnoty nesměly klesnout pod hodnotu 0,8 MPa. Horní líc stropních desek byl frézován a následně brokován ze stejného důvodu. Sanační práce se nelišily od běžné sanace jiných objektů: Antikorozní ochraně obnažené výztuže předcházelo očištění od rzi, prachu, volných nečistot i mastnoty. Následovala aplikace protikorozního ochranného nátěru. Protikorozní nátěr byl nanášen štětcem. Vlastnímu zalití trhlin v horní části desky předcházela zkouška vhodnosti vybrané zálivkové hmoty, kdy v re7

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E 4a

❚

STRUCTURES 4b

5

6

ferenční ploše byl po její aplikaci proveden vývrt za účelem zjištění, do jaké hloubky zálivková hmota pronikla. Vybraná vhodná zálivková hmota byla aplikována prostým litím do trhliny, případně úzkým štětečkem do suchých, čistých trhlin zbavených veškerého prachu vyfoukáním stlačeným vzduchem. Nízká viskozita materiálu zajistila penetraci trhlinou až na dno a její postupné vyplnění. Protože pH stávajícího betonu nezaručovala pasivaci výztuže, bylo přikročeno k celoplošné aplikaci inhibitoru koroze na povrch kazet stopních desek. Po předúpravě povrchu vysokotlakým vodním paprskem byl na členitý spodní líc stropních desek stříkáním nanesen inhibitor koroze pomocí nízkotlakého stříkacího zařízení s odpovídající tryskou, tj. tryska by měla vytvořit plochý postřikový kužel s eliptickou základnou. Hrubá reprofilace nebyla na objektu použita plošně. (Při tloušťce desky 80 mm a hloubce karbonatace cca 40 mm by při odstranění betonu s pH menším než 12,5 zbyla pouze výztuž – proto se odstraňovaly pouze nesoudržné části betonu a v tom případě stačilo použít jemnou reprofilaci. Zbytek takto ošetřené desky, který měl 8

pH cca 10, byl ošetřen inhibitory koroze.) Byla použita pouze v případech, kdy povrch nedosahoval požadovaných hodnot pevnosti v tahu, ať již vlivem mrazů v předešlých letech, nedokonalého zpracování betonové směsi či dalším technologickým pochybením v období výstavby objektu. Jemnou reprofilaci na objektu bylo nutné rozdělit na reprofilaci spodního líce a boků desek a reprofilaci horního líce desek. Jak bylo uvedeno, spodní líc desek a boky byly předupraveny vysokotlakým vodním paprskem, zatímco horní líc stropních desek byl frézován a následně brokován (obr. 3). Obnovení protikorozní ochrany sloupů předcházelo otryskání povrchu sloupů na stupeň Sa 2 1/2 za ochrannou stěnou, následovala aplikace základního, posléze vrchního nátěru (obr. 4a, b). DIAGNOSTICKÉ PRÁCE V PRŮBĚHU SANAČNÍCH PRACÍ

Během realizace sanačních prací, po otryskání zdegradovaných vrstev betonu stropních kazet, bylo zjištěno, že deska A2 v 6. NP vykazuje oproti ostatním patrům abnormality. Již na pohled bylo dle barevného odstínu

betonu vidět, že byl použit jiný druh betonu a že zde ve zvýšené míře docházelo k segregaci hrubého kameniva. Při tloušťce desky 80 mm bylo až 70 mm betonu tvořeno jemnozrnnou maltou. Při prohlídce stavu na kotrolním dnu bylo dohodnuto s původním statikem projektu, že bude provedena důkladná diagnostika této stropní desky. Ze znaleckého posudku jednoznačně vyplynulo, že beton stropních kazet můžeme zařadit do pevnostní třídy C12/15 a že vyšetřovaný beton lze hodnotit jako nehomogenní, jelikož variační koeficient se pohybuje v rozmezí mezi 20,5 až 22,3 % (obr. 5). Na základě tohoto nepříznivého výsledku byly poptány další průzkumné práce, které měly za úkol najít odlišnosti od původního projektu a zároveň měly poskytnout podklady pro nový statický výpočet. Pro ověření, zda výztuž uložená v konstrukci odpovídá projektu, byla dne 10. 10. 2009 provedena radiografická kontrola výztuže desky A1 a A2 v 6. NP objektu. Protože v bezprostřední blízkosti skeletu je budova Finančního ředitelství a ČSSZ, uskutečnila se radiografická kontrola o víkendu. Kontrola potvrdila, že výztuž na desce A2 odpovídá původnímu projektu.


❚

3/2010


❚

STRUCTURES

Obr 4a, b Otryskání povrchu sloupů ❚ Fig. 4a, b Shot blasting of the surfaces of the columns

7

Obr 5 Diagnostické práce v průběhu sanačních prací ❚ Fig. 5 Diagnostic works during sanitation Obr. 6 Pohled z objektu na průmyslovou ❚ Fig. 6 View from the building of the industrial zone Obr. 7 Stávající podoba objektu ❚ Fig. 7 Current appearance of the building Obr. 8 Vizualizace objektu (včetně dostavby dalších dvou pater) ❚ Fig. 8 Visualization of the building

ho skeletu úplně změní podmínky vlivu prostředí a mnohonásobně zmenší možnost karbonatace betonu (obr. 7 a 8).

8

Investor Hlavní zhotovitel Průzkumné práce Radiografická kontrola výztuže Statický výpočet Projekt sanace Sanační práce Předpokládaná doba realizace

Red House Development, a. s. Infram, a. s. znalecký ústav Stavexis Ústav stavebního zkušebnictví VUT v Brně Bestex Hladík a Chalivopulos, s. r. o. OHL ŽS, a. s., divize speciálních technologií 127 dní

Příspěvek na toto téma zazněl na konferenci Sanace 2010.

Výsledky diagnostických prací byly použity pro přepočet a návrh, zda a jakým způsobem bude deska v 6. NP zachována. Z ÁV Ě R

Příspěvkem chtěli autoři ukázat, že i železobetonové konstrukce v takovémto stupni zachovalosti lze sanovat a pro-

3/2010

❚

dloužit jejich životnost. Železobetonový skelet v centru Ostravy byl dvacet let vystaven velmi agresivnímu prostředí, přesto nebylo přistoupeno k demolici a po dostavbě bude využit jako administrativní budova. Stavební práce na rekonstrukci objektu Red House v Moravské Ostravě v současnosti pokračují. Opláštění sanovaného železobetonové-


Ing. Jiří Zmek [email protected] Ing. Martin Luňáček [email protected] oba: Infram, a. s. Pelušková 1407, 198 00 Praha 9–Kyje www.infram.cz

9

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 Y

POSUZOVÁNÍ ŽIVOTNÍHO CYKLU V KAŽDÉ FÁZI ŽIVOTA NOSNÝCH KONSTRUKCÍ ❚ LIFE CYCLE ASSESSMENT COVERING EACH SECTION OF STRUCTURAL SERVICE Robert Veit-Egerer, Zdeněk Jeřábek, Miroslav Hubka

Klasifikace:

1

A – velmi dobrý stav

Předmětem příspěvku je informace o způsobu ověření dynamického

B – dobrý stav, s lokálními poruchami

chování nosných konstrukcí, umožňující v průběhu jejich života stanovení a kontrolu celkového provozního stavu nosné konstrukce, zatížitelnosti,

C – problematický stav

funkčnosti a také spolehlivosti, vč. stavu podélného i příčného předpětí porovnáním změn dynamických charakteristik konstrukce. Pro tento úkol byla použita nedestruktivní metoda BRIMOS®, která odpovídá dynamické zatěžovací zkoušce a poskytuje další informace o nosné konstrukci. V rámci diagnostického průzkumu aktuálního provozního stavu nosné konstrukce se vychází z porovnání naměřeného stavu s výsledky dynamického výpočtu a mezními hodnotami dle relevantních norem (ČSN 73 6209, EN 1990/A1 a EN 1991-2). Příspěvek uvádí reference firem VCE a Infram na českém trhu v období let 2005 až 2009, které obsahují hodnocení stavu betonových konstukcí. Provedené diagnostické průzkumy ukazují běžné aplikování – nezávisle na stáří a typu konstrukce a materiálu. ❚

The

present contribution describes integral life cycle analysis of load bearing structures which incorporates judgement about structural integrity, load bearing capacity, operational reliability – including maintenance condition

lou konstrukci jsou rozmístěny senzory zrychlení v předem stanoveném měřícím rastru, k zaznamenávání všech pro vyhodnocení potřebných informací. Nedestruktivní průzkumné měření dynamického chování popisovanou metodou odpovídá dynamické zatěžovací zkoušce, protože splňuje vyhodnocení předepsaných parametrů dle ČSN 73 6209 : 1996. Poskytuje ještě mnoho doplňkových informací o nosné konstrukci. Měřením je možné identifikovat poruchy nosné konstrukce již mnohem dříve, než jsou viditelné. Vedle hlavního účelu detekce a lokalizace poruch se vyhodnocuje účinek známých poruch.

state of internal prestressing – mainly by means of assessing dynamic behaviour and its probabe changes. For that purpose, the non-destructive

POSUDEK A KLASIFIKACE

assessment method BRIMOS® is used, which corresponds to dynamic load

Zařazení konstrukcí do klasifikace na základě dynamické charakteristiky dobře reprezentuje skutečné mechanické chování mostní konstrukce, které se porovnává s původně plánovaným, projektovaným chováním. Na základě klasifikace je stanoven celkový provozní stav nosné konstrukce, odolnost, funkčnost a stupeň bezpečnosti jejího používání. Klasifikace zahrnuje dynamické měření, vizuální inspekci a případně porovnání reálného chování mostu s analytickým výpočtem. V rámci diagnostického průzkumu jsou z naměřených hodnot v rozsahu celé nosné konstrukce (NK) vypočítány a hodnoceny globální i lokální parametry: • zobrazení a hodnoty spekter vlastních frekvencí Ö dynamicky účinná tuhost a funkčnost nosné konstrukce, • zjištění a zobrazení charakteristických tvarů kmitání mostu Ö podmínky uložení (funkčnost), • diagram obsahující přehled intenzity kmitání po celé NK Ö lokalizace míst, kde může dojít k únavě materiálu, • přehled tlumení přes celou konstrukci Ö útlum vnesené energie, lokalizace problematických zón, Ö logaritmický dekrement útlumu θ, • vývoj dynamické tuhosti (odolnosti) Ö mapování globální a lokální odolnosti v podélném a příčném směru (předpětí), Ö lokalizace problematických částí NK, • statické a dynamické vertikální průhyby (S m a S max) každého pole, Ö dynamický součinitel δobs, • porovnání výsledků z analytického výpočtu s měřením dle ČSN 73 6209, Ö koeficienty Δ(j) a MAC(j), • zařazení mostu do klasifikace, • interpretace výsledků, • posudek a doporučení.

tests but offers lots of additional information. In the course of a detailed assessment procedure certain characteristics extracted from dynamic measurements (under regular operational conditions) are compared to results from numerical simulations as well as to threshold values from relevant national and European codes (ČSN 73 6209, EN 1990/A1 a EN 1991-2). The present paper reflects reference projects from VCE & Infram on the Czech market realised between 2005-2009. They represent regular applications – independently on structural age, type or material.

ZÁKLADY METODY

Vyhodnocení provozního stavu a kontrola odolnosti představují důležitý aspekt při zaručení bezpečného užívání konstrukce. V časech všeobecného snižování finančních prostředků žádají majitelé nosných stavebních konstrukcí efektivnější možnosti, jak zdokonalit vyhodnocení jejich provozního stavu a poskytnout spolehlivou prognózu životnosti na základě reálného chování. Středem zájmu provozovatelů či investorů jsou většinou mostní objekty. Pro tento úkol lze doplňkově k vizuální inspekci (lokální dia® gnostika) používat i nedestruktivní diagnostiku BRIMOS (BRIdge MOnitoring System), která je založená na snímání a vyhodnocování dynamických charakteristik (globální diagnostika – celkový stav konstrukce). Metoda byla vyvinuta s cílem použití bez narušení dopravního provozu. Podněty pro rozkmitání (buzení) konstrukce jsou způsobeny jak dopravou, tak i vlivy prostředí (= ambientní příčiny, např. vítr). Vyhodnocení a posudek měření se opírají především o nejreprezentativnější a dominantní charakteristické zatížení – a sice železničním nebo silničním provozem. Provozní stav nosné konstrukce a jeho případná změna se projevují v jeho dynamické charakteristice (dynamické odezvě) – to znamená v relevantních dynamických parametrech (vlastní frekvence, tvar kmitání, intenzita kmitání, tlumení, vývoj dynamické tuhosti, statické a dynamické vertikální průhyby – vždy na celém mostním objektu). Na ce10


❚

3/2010



Obr. 1 Zařazení do klasifikace provozního stavu a stupně bezpečnosti ❚ Fig. 1 Judgement and rating according to BRIMOS®

2

Obr. 2 Stanovení životnosti na základě celkového posudku (stupeň bezpečnosti v čase) ❚ Fig. 2 Enhanced lifetime prognosis of an existing bridge in terms of structural safety Obr. 3 Mostní konstrukce, a) pohled, b) příčný řez structure, a) overview, b) cross section

❚

Fig. 3

Bridge

Obr. 4 Přehled tlumení přes nosníky železničního mostu na trati Brno–Přerov ❚ Fig. 4 Path of dissipated vibration energy along both spans

Pro rozšířenou interpretaci jsou vyhodnocení a výsledky porovnávány s jinými relevantními měřeními z databáze dosud provedených měření. Představený diagnostický postup podporuje proces rozhodování při plánování investic s ohledem na opatření k údržbě a sanaci. VÝBĚR APLIKACÍ V ČR

Předpjatý železobetonový most na trati Brno-Přerov Předmětem studie je demonstrační, úvodní měření dynamické charakteristiky nosných konstrukcí železničního mostu Vyškov [7]. Cílem nedestruktivního měření bylo stanovení celkového provozního stavu, ověření současné funkčnosti a kontrola bezpečného užívání vzhledem k odolnosti mostního objektu. Protože tento mostní objekt reprezentuje řadu dalších mostů stejného typu a stáří, výsledky měření budou sloužit jako báze pro jejich posudky a podporovat proces rozhodování při plánování investic s ohledem na možná opatření k údržbě a sanaci. Železniční most Vyškov, ve správě SŽDC, se nachází na trati Brno hl. n.–Přerov. Most o dvou polích (o rozpětích 26 m) a jedné koleji přemosťuje silnici I/46 Vyškov-Prostějov-Olomouc. Nosnou konstrukci v každém poli tvoří dvojice prefab-

3a

Výsledky měření Nosníky reagují po podnětu vlakovou dopravou s výraznou, harmonickou oscilací. Tento harmonický výkyv je součástí zjištěného chování a potvrzuje dobrý celkový stav. Porovnání naměřených vlastních frekvencí (charakteristických tuhostí) na každém nosníku stavební konstrukce ukazuje pouze malé rozdíly, což poukazuje na přibližně stejný stav všech nosníků mostu. Mimořádné znaky, které by indikovaly degradaci tuhosti systému, nebyly nalezeny. Vyhodnocení křivky tlumení přes celou konstrukci má tvar typický pro tento druh systému bez závad (obr. 4). Vnesená energie kmitání je podstatně disipována pouze nad ložisky (dominantní vliv systémového útlumu). Lokálně zvýšené

3b

Prerov 2 0,00

22,50

5 , 50

5.05

6 , 00

5,50

4,00

4 , 00

3,50

3 , 50

3,00

3 , 00

2.40

2 , 50

1,00

1 , 00

0,50

3/2010

0.06

1 , 50 0.06

1,50 0.07

2 , 00

0.07

2,00

0.07

Dämpfung in %

4 , 50

0,00

0 , 50 0 , 00

❚

2 ,50

5 ,00

7, 50

10 ,00

12, 50

15 ,00

Prerov 17,5 0

20, 00

2 2,5 0

25 ,97

4 ,50 4 ,00

4 ,5 0 4 ,0 0

5 , 00

4,50

2,50

Station in m 0 ,00

6,00

5,00

Brno

25, 97

3 ,50

3 ,5 0

3 ,00

3 ,0 0

2.21

17,50

2 ,50

2 ,5 0

2 ,00

2 ,0 0

1 ,50

1 ,5 0

1 ,00

1 ,0 0

0 ,50 0 ,00


0.09

15,00

0.09

12,50

0.12

10,00

0.09

7,50

0.09

5, 00

0.08

2,50

3.85

Station in m 0,00

Dämpfung in %

B rno

4

rikovaných, v podélném směru dodatečně předpínaných trámových železobetonových nosníků KT-27. Mostní objekt celkové délky 54 m byl postaven začátkem devadesátých let. Základním bodem diagnostiky je fakt, že konstrukci netvoří klasický spojitý nosník ale čtyři jednotlivé nosníky. Měření bylo provedeno v říjnu 2005 během jednoho dne za pomoci měřícího rastru pěti trojrozměrně a čtyř jednorozměrně měřících senzorů zrychlení, které byly rozmístěny v komorách, souběžně s podélnou osou nosníků (obr. 3).

0 ,5 0 0 ,0 0

11



hodnoty, způsobené lokální disipací energie, pohybem trhlin či poruchami (případně i v předpětí), zjištěny nebyly (materiálový útlum). Z mechanického hlediska je zde zjištěný vyhovující stavební stav potvrzen zejména faktem, že hodnoty tlumení nad kluznými ložisky jasně přesahují hodnoty nad pevnými ložisky (funkčnost mostního uložení). Na základě dynamické charakteristiky byl odvozen dobrý stav nosníků (analýza parametrů vlastních frekvencí, tvarů kmitočtu, intenzity kmitání a tlumení konstrukce). Z průzkumu vyplývá, že funkčnost a zatížitelnost mostu je zajištěna v plném rozsahu. Měřené chování mostu potvrzuje původně plánované, očekávané chování. Zařazení železničního mostu Vyškov do klasifikace dle popisované diagnostické metody indikuje kategorii A – tj. velmi dobrý stav. Železobetonový komín Mladá Boleslav Předmětem studie je úvodní měření dynamické charakteristiky monolitického železobetonového komínu v areálu firmy ŠKO-energo, dodavatele elektrické energie pro firmu Škoda Auto a tepla pro město Mladou Boleslav [6]. Komín slouží odvodu spalin z kotelny (obr. 5). Konstrukce má výšku 200 m a tvar komolého kužele (zúžení vnějšího poloměru ze 7,53 m na 3,62 m). Příčný řez ukazuje složenou konstrukci sestavenou ze železobetonové stěny, ochranného pouzdra (z kameninových komínovek) a tepelné izolace (z pálených křemelinových cihel). Tloušťka pouzdra se také postupně zužuje. Komín byl postaven v roce 1974. Účelem měření je vyhodnocení provozního stavu, ověření současné funkčnosti, kontrola bezpečného užívání vzhledem k zaručení zatížitelnosti a odolnosti průmyslového komínu. Vedle toho je vyhodnocován vliv známých poruch a případná detekce a lokalizace doposud neviditelných poruch. Výsledky slouží jako báze pro porovnání s teoretickými dynamickými parametry a pro porovnání s následujícími (budoucími) měřeními. Měření podporuje již zahájený proces rozhodování při plánování investic s ohledem na opatření k údržbě a sanaci. Měření průmyslového komínu bylo provedeno v říjnu 2005 během jednoho dne za pomoci měřícího rastru trojrozměrně měřících senzorů zrychlení, které byly rozmístěny na ochozech, souběžně s osou komínu – výškový rozdíl ca. 35 m (obr. 5). Komín má za sebou podstatnou část provozní životnosti. Výchozí, nepoškozený stav novostavby nebyl měřením ověřen. Vzhledem k posouzení současného chování byl dodatečně zhotoven analytický model nosné konstrukce meto5

dou konečných prvků a určeny modální parametry. Provedené analytické výpočty (očekávané hodnoty) komínu poskytují spolehlivou možnost porovnání současného chování s nepoškozeným referenčním stavem (obr. 6). Z průzkumu dynamické charakteristiky konstrukce vyplynulo, že funkčnost komínu je zajištěna, selhání za současného stavu nehrozí a nejsou zapotřebí žádná okamžitá opatření (dodatečná stavební opatření či omezení provozu). Porovnání výpočtů a měření však indikovalo systematickou degradaci tuhosti systému v horní čtvrtině komínu. Degradace vyžadovala ověření a kvantifikování dynamického působení výrazných trhlin za typického hlavního zatížení (silný vítr), které – na rozdíl od měření např. silničního mostu za neovlivněného nákladního provozu – nebylo převládající. Ovlivnění zatížitelnosti poškozením a výraznými trhlinami lze ověřit a kvantifikovat na základě doporučeného měření během jednoho ročního cyklu. Teprve na základě ročního průběžného měření lze rozhodnout o přiměřenosti případných sanačních opatření. Průzkum v říjnu 2005 indikoval systematickou degradaci tuhosti v horní čtvrtině komínu. V oblasti vyšších vlastních frekvencí, které jsou vyvolány v rámci přenášení vneseného zatížení za aktivování lokální odolnosti nosné konstrukce (odolnost v ohybu), byl znát pokles vyšších měřených vlastních frekvencí oproti očekávaným hodnotám. Z této situace vyplynula koncepce a provozování stálého monitorovacího systému. Účelem diagnostického úkolu bylo zejména stanovení zatížitelnosti vzhledem k dalšímu provozování továrního komínu. Monitorovací interval jednoho uzavřeného ročního cyklu obsahuje dostatečnou četnost silného zatížení větrem a slouží jako doklad o tom, jak závažně je nosná konstrukce ovlivněna případným působením výrazných trhlin, poruch a degradace materiálu a jejich vlivem na zatížitelnost a odolnost konstrukce v časovém úseku provedených měření. Permanentní monitorovací systém byl na průmyslový komín instalován mezi 15. a 19. květnem 2006. Měřené soubory obsahují informace o kmitání (dva senzory zrychlení), teplotě a o rychlosti a směru větru. Zároveň byl během ročního cyklu pozorován dilatační pohyb dvou vybraných svislých trhlin (obr. 8b). Monitorovací systém byl dodatečně vybaven dálkovým přístupem (s pomocí telekomunikační techniky), což umožňuje pravidelnou kontrolu, údržbu a servis systému a kontrolu zaznamenaných dat. Vzhledem k degradaci a potřebě stanovení zatížitelnosti byla naměřená data podrobně vyhodnocena za střídavé6

12


❚

3/2010


M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y Obr. 5 Měřící rastr senzorů na čtyřech místech podél stavební konstrukce – monitorování rozhodujících parametrů na nosné konstrukci a na střeše vedlejší budovy (kotelna) ❚ Fig. 5 Sensor layout related to the investigated smokestack in order to assess the key performance indicators

7

Obr. 6 Analytická odezva konstrukce ❚ Fig. 6 Modal structural response according to finite element analysis

intenzita

Obr. 7 Vývoj zatížitelnosti pomocí dynamické tuhosti E4FBAy (3,1 – 3,8 Hz) pod vlivem silného větru – permanentní monitorování během jedné reprezentativní hodiny v srpnu 2006 ❚ Fig. 7 Trend of dynamic stiffness in Y-direction (3.1 – 3.8 Hz) during permanent monitoring in a certain timeframe of 1.0 h under strong wind-loading (August 2006)

frekvence

intenzita

frekvence

ho vlivu zatížení pomocí frekvenční analýzy, která zohledňuje střídavou intenzitu vnesené energie (obr. 7). Na základě vybraných úseků, které obsahují převážně nepřetržité silné zatížení větrem (časové období květen 2006 až červenec 2007), byla provedena studie citlivosti vývoje dynamické tuhosti.

výztuží (jednotlivé předpínací prvky – monostrandy) v určitých výškových rozmezích. Cílem je obnova celkové odolnosti. Předpětím by byly do železobetonového dříku vneseny normálové tlakové síly. Žádoucí přenášení sil, podporované třením v trhlinách, by bylo nutné dodatečně zajistit zainjektováním závažných trhlin. Realizovaným postupem by bylo možné kontrolovat stav zesílení a hodnoty účinných výztužných sil.

Výsledky průzkumu Z naměřených hodnot vyplývá, že zatížitelnost a funkčnost nosné konstrukce v době průzkumu už nejsou zajištěny v plném rozsahu. Selhání se za současného stavu při vysokém zatížení nedá vyloučit. Aplikovaná metodika prokazuje, že průběžné monitorování jednoho ročního cyklu v rámci střídavého namáhání podél východo-západní osy indikuje pokles zbývající zatížitelnosti v ohybu na 67 % a podél severo-jižní osy na 78,6 %. V rámci mezinárodních studií podobně problematických komínových konstrukcí byly za simulování realistických podmínek – zejména implementace lokálně degradovaných částí – obdrženy zbývající zatížitelnosti v oblasti 70 %, což také potvrzuje posudek předloženého diagnostického průzkumu. Hlavním doporučením bylo konstrukci trvale zesílit volnou 8a

8b

Silniční most přes trat ČD za obcí Komořany Silniční most ev. č. 13-041 za obcí Komořany přemosťuje železniční trat’ ČD s dvouproudovou vozovkou. Jedná se o mostní konstrukci o dvou polích (rozpětí 16,72 a 46,43 m). Obr. 8 Objekt ŠKO-energo, a) přírůstek tlakového napětí v rozpukaném dříku, b) dělicí svislé trhliny, c) mechanizmus tvoření trhlin v komínových konstrukcích ze železobetonu, d) ohrožení překlopením vzhledem k nedostatečné odolnosti (plastický kloub) pod silným zatížením, e) přetížení kruhové výztuže v oblasti ochozu č. 5 ❚ Fig. 8 Smokestack ŠKO-energo, a) increase of compressive stress in fragmented shaft, b) longitudinal crack, c) mechanism of crack initiation and crack propagation, d) threat of push-over scenario in cases of strong wind and insufficient load-bearing capacity, e) overstressed radial reinforcement

8c

8d

8e

T

fct

w

3/2010

❚


13



9a

9b

Mostovka má celkovou šířku cca 13 m. Příčný řez mostní konstrukce je tvořen devíti kusy předpjatých stavebních prefabrikátů tvaru I, které jsou příčně sepnuty předpínacími kabely přes dolní i horní pásnice. Mostní objekt byl postaven v roce 1961. Předmětem studie bylo stanovení zatížitelnosti vzhledem k zaručení bezpečného užívání mostního objektu. Konstrukce se ukazuje v problematickém stavu (obr. 9). Jednou z hlavních součástí průzkumu byla analýza vloženého pole, které vyžaduje celkově (uložení) i lokálně (příčná sepnutí) maximální pozornost. Měření chování silničního mostu se uskutečnila 6. března a 31. května za neomezeného silničního a železničního provozu. Byl použit měřící rastr senzorů zrychlení, což umožnilo určit dynamickou charakteristiku nosné konstrukce v podélném a v obou příčných směrech. Dodatečně byly pomocí laseru monitorovány statické a dynamické vertikální průhyby v hlavním poli. Měřená dynamická odezva (vlastní frekvence, příslušné tvary kmitání v příčném směru, tlumení) se pod vlivem vysokého zatížení silniční dopravou objevuje v širokém fluktuačním pásmu – chování se zásadně změní oproti plánovanému (obr. 10). Tento jev indikuje degradaci tuhosti konstrukce, zejména v oblasti vloženého pole (podstatně omezená funkčností příčného předpětí). Přírůstek zatížení ukazuje, že jednotlivé části příčného ztužení (sepnuté prefabrikáty tvaru I) nepřenášejí plně vnesené zatížení, jak by bylo u tohoto druhu konstrukce žádáno, ale pouze částečně – hlavně tehdy, když je aktivována torzní odolnost nosné konstrukce. Tato degradace již ovlivňuje celkové chování nosné konstrukce. Kvůli zřejmé degradaci a vzhledem k potřebě stanovení zatížitelnosti byla naměřená data podrobně vyhodnocena za střídavého vlivu zatížení. Na základě představeného pracovního diagramu mostní konstrukce [4] byla provedena studie citlivosti vývoje dynamické tuhosti a pozorovány následky či ovlivnění odolnosti v ohybu a kroucení pro vybrané časové úseky dopravního provozu. Určení vlivu různého zatížení vyžadovalo informace o hmotnosti zatížení (poskytly spedice, kterým vozidla patří) a zároveň o monitorovaném vertikálním průhybu způsobeném danou hmotností, ale hlavně určení prahových hodnot zatížení, při kterých se konstrukce chová odlišně. Aplikovaná metodika prokazuje, že je v rámci vnesení různého zatížení silničním provozem aktivována odolnost v ohybu v rozsahu 27 až 100 %. Odolnost v kroucení je v rámci střídavého zatížení aktivována v rozsahu 55 až 90 %. Zatížení vyšší než ca 25 t vyvolává odezvu skutečného cho14

vání, která se odchyluje od očekávané refcerenční odezvy (chování předpokládané vypočtem). Zařazení silničního mostu ev. č. 13-041 za obcí Komořany dle klasifikace je do kategorie C – tj. problematický provozní stav. Hlavním důvodem je podstatně omezená funkčnost příčného předpětí v oblasti vloženého pole. Závěry průzkumu Z průzkumu vyplývá, že zatížitelnost a funkčnost nosné konstrukce už nejsou zajištěny v plném rozsahu. Jestliže zatížení dopravou bude ponecháno beze změny, nedá se za současného stavu vyloučit selhání. Pro zbývající provozní životnost neboli do provedení opravných opatření bylo doporučeno omezit dopravu na jednotlivá vozidla s maximální okamžitou hmotností do 25 t. Estakáda přes Masarykovo nádraží – studie citlivosti během postupného předpínání kabelů [3] Předmětem studie je dokumentace demonstračního měření s cílem prokázat citlivost použité metody vzhledem k identifikaci možných poruch v příčném předpětí nosné konstrukce. Firma VCE se v posledních letech zabývala diagnostickými úkoly tohoto druhu jak v německé, tak i v rakouské dálniční síti. V rámci analýz mnoha mostních konstrukcí byly identifikovány a lokalizovány podstatné poruchy v jejich podélném a příčném předpětí. V prvním poli nosné konstrukce estakády se pro účel demonstrace citlivosti a možnosti metody použily čtyři kabely horního příčného předpětí: Z011101, Z011102, Z011201 a Z011202 (obr. 13). V rámci diagnostiky bylo provedeno výchozí lokální měření dynamického chování mostu s nepředepnutými kabely (simulace poškozeného stavu) a následně během postupného předpínání kabelů. Mezi předpínáním jednotlivých kabelů bylo vždy zopakováno stejné měření. Dynamické měření bylo provedeno 7. února 2008. Měřicí přístroj byl postaven během celého měření na stejném místě na chodníku převislého konce (směr Praha Hlavní nádraží). K přístroji byl připojen externí senzor zrychlení, který byl postupně přesunován jednak podél obou převislých konců a jednak rovnoběžně s podélnou osou samotné mostovky. Senzory byly rozmístěny v předem stanoveném měřícím rastru senzorů po cca 1/12 pole (= 2,875 m, na rozhraní prefabrikátů), což odpovídá umístění příčných kabelů sestavených ve dvojicích vždy na kraji prefabrikátu (obr. 12). Měření bylo provedeno během jednoho dne za ambientních podmínek, tj. vítr a normální, neomezený silniční provoz pod železničním mostem, stavební práce v okolí mostu


❚

3/2010



Durchb_2_1_A

deform

mm 2.0 1.5 1.0 0.5 0.0 -0.5 -1.0 -1.5 -2.0 -2.5 -3.0

10a

10b

13:20:40

10c 3

mm 24500 kg 1 ,8 5 mm

21500 kg 1 ,6 9 mm

2, 5

28000 kg 2 ,0 5 mm 4 2 .1 6 0 kg 2 ,8 mm

18400 kg 1 ,2 2 mm 2 18200 kg 1 ,2 0 mm

18850 kg 1 ,3 5 mm

1

20.710 kg 1 ,6 4 mm

15300 kg 0 ,9 4 mm

0, 5 0; 0

6.600 kg 0 ,4 mm

17.305 kg 1 ,1 mm 12.700 kg 0 ,7 8 mm

kg

0 0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

13:21:00

Obr. 9 Mostní objekt přes trať ČD za obcí Komořany, a) celkový pohled, b) dokumentace nedostatečně funkčního předpětí v příčném směru prefabrikovaných nosníků ❚ Fig. 9 Road bridge Komořany, a) overview, b) documentation of insufficient prestressing of prefabricated concrete elements (I-beams) Obr. 10a, b, c Rozšířený pracovní diagram mostní konstrukce vzhledem k stanoveným zatížením ❚ Fig. 10a, b, c Enhanced loading-displacement diagram in order to determine the tonnage of unknown truck passages for the determination of load bearing capacity

1, 5 1 5 6 00 k g 0 ,9 6 mm

13:20:50

35000

40000

45000

Obr. 11 Výkresová dokumentace estakády a označené pozice původně vynechaných a teprve následně, postupně předepnutých kabelů horního předpětí, a) půdorys, b) podélný řez ❚ Fig. 11 Bridge documentation and investigated area including 4 tendons in the transverse direction (upper slab) that were left out and added supplementary, a) ground view, b) longitudinal section

11

a na mostě. Nosná konstrukce nebyla během měření přímo zatěžovaná železniční dopravou, ale hlavně byla rozkmitávána energií silničního provozu, která se přenášela pilíři. Dodatečně je výrazně znatelný provoz stavebních strojů a práce na mostě a v blízkém okolí. V rámci diagnostického průzkumu bylo vytvořeno několik trendkart (Trendkarta je termín pro graf vývoje (kartu trendu) frekvencí vlastního kmiutání v závislosti na čase. Graf frekvencí může být vykreslen i v závislosti na poloze místa měření (kmitání)). První trendkarta (obr. 13) – vytvořená pomocí referenčního senzoru zrychlení, který stál během celého měření na stejném místě – obsahuje pouze výraznou křivku relevantních vlastních frekvencí, které nejlépe popisují tuhost horní desky v příčném směru mezi příčníky. Pro vyhodnocení a posudek bylo nutno izolovat vyšší vlastní frekvence, které souvisí s lokálním kmitáním horní desky v příčném směru mezi příč3/2010

❚

níky. V rámci analytického výpočtu byly tyto frekvence identifikovány v oblasti 65 Hz. Výsledky vyhodnocování monitorování ukazují jednu jednoznačnou křivku. Protože na začátku měření před zahájením předpínání na mostní konstrukci vyjel jeřáb, který zvýšil kmitající hmotu (za konstantní tuhosti stavební součásti), je poznat nejdřív redukce pozorované dominantní vlastní frekvence. Následně se vytvoří charakteristika, která zřetelně koreluje s jednotlivými etapami postupného předpínání. Přírůstek stupňů předpínání je nevyhnutelně spojen s přírůstkem hodnoty pozorované dominantní vlastní frekvence, což je důsledkem postupného účinného zvyšování tuhosti horní desky. Dále bylo ukázáno, jak jsou vyhodnocovány trendkarty podle frekvencí a staničení. To znamená, že lze postupně sledovat vývoj dynamické tuhosti v podélném směru horní desky


15


M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y Obr. 12 Měřící rastr senzorů podél okraje stavební konstrukce Fig. 12 Measurement sensor grid distributed along the edges

12

❚

Obr. 13 Vývoj dynamické tuhosti během diagnostického měření (časový úsek 1 den); referenční senzor ve vertikálním směru; 60 až 70 Hz ❚ Fig. 13 Trend of dynamic stiffness, eigenfrequencies between 60-70 Hz observed during the entire measurement (reference sensor – vertical direction) Obr. 14 Vývoj dynamické tuhosti v podélném směru převislého konce – směr Praha hl. n. (dle etap postupného předpínání); staničení všech senzorů ve vertikálním směru; 60 až 70 Hz ❚ Fig. 14 Successive increase of the load-bearing capacity of the track slab’s cantilevers as a consequence of supplementary installation of tendons (pattern of eigenfrequencies 60-70 Hz according to the stationing) Obr. 15 Estakáda Sluncová, a) pohled, b) měření mostovky, c) měření dolní desky ❚ Fig. 15 Railway bridge Estakáda Sluncová, a) overview, b) measurement of the bridge deck, c) measurement of the bottom slab

Ukončeno předpínání kabelu Z011201 & Z011202 Ukončeno předpínání kabelu Z011102 Ukončeno předpínání kabelu Z011101

intenzita

13

frekvence

14

frekvence

Ukončeno předpínání kabelu Z011101 & Z011102

staničení

Ukončeno předpínání kabelu Z011101 & Z011102 Ukončeno předpínání kabelu Z011201 & Z011202

16

podle staničení užívaných senzorů zrychlení (v místě provedeného měření). Už dříve charakterizovaný jev účinného zvyšování tuhosti horní desky postupným předpínáním je zde zřejmý. Vyhodnocení v obr. 14 zdůrazňuje, že ze začátku jsou aktivovány pouze lokální frekvence dynamické odezvy, které souvisejí se staničením už před demonstračním měřením předepnutých zón (Z0109 & Z0110 stejně jako Z0113 & Z0114). V této fázi (před předepnutím) zůstává frekvenční pásmo příčné nepředepnuté oblasti Z 0111 a Z 0112 bez účinné dynamické odezvy. Další výsledky velice jasně ukazují následek a účinnost předepnutí kabelů Z0111. Po závěrečném předepnutí kabelů Z0112 je poznat úspěšné vytvoření plné tuhosti. V této souvislosti je nutno poznamenat, že analýzou dynamické tuhosti, aktivované předpínáním lze ukázat, jak se hodnoty příslušných vlastních frekvencí zvyšují s postupným zvyšováním vneseného předpětí. Pomocí demonstračního měření byla prokázaná citlivost metody vzhledem k identifikaci možných poruch v předpětí nosné konstrukce. Nové spojení Praha – Železniční estakáda Sluncová Předmětem studie bylo ověření výchozího stavu (novostavby) nosné konstrukce mostu „Železniční estakáda Sluncová“ podrobnou dynamickou analýzou (obr. 15). S ohledem na ČSN 73 6209 byl zároveň zhotoven analytický model nosné konstrukce metodou konečných prvků a byly určeny modální parametry konstrukce (vlastní frekvence a tvary vlastního kmitání). Účelem měření je diagnostické testování jako výchozí podklad pro dynamické monitorování stavu konstrukce v příštích letech, jehož cílem je ověření celkového stavu konstrukce, odolnosti a funkčnosti se zaměřením na stav předpětí. 15. a 16. října 2008 byla provedena následující měření dynamického chování mostu: • globální chování železničního mostu v rastru senzorů zrychlení po 1/8 rozpětí pole, umístěném a přemísťovaném po chodníku u 601. a 602. koleje, • lokální chování horní desky (mostovky), • lokální chování dolní desky, • vertikální průhyby nosné konstrukce. Modální parametry byly vyhodnoceny globálně i lokálně, tzn. pro celou mostní konstrukci i pro každé měřené místo. Protože do dokončení rekonstrukce navazujícího traťového úseku Libeň–Běchovice je přes most vedeno jen asi 72 vlaků za den plus několik manipulačních jízd, bylo zatížení mostu během měření – kromě ambientních vlivů, tj. vítr, železniční provoz na mostě a pod mostem – simulováno


❚

3/2010



15a

15b

15c

zkušební vlakovou soupravou, sestavenou z lokomotivy řady 753 OKDD (72 t) a dvou ložených vozů Faccs (2x 72 t), o celkové hmotnosti 216 t, která koordinovaně a opakovaně přejížděla mostní konstrukci po 601. koleji směrem k nádraží Praha–Libeň rychlostí 70 až 80 km/h (z kopce). Souprava se pak vždy vracela rychlostí 30 až 40 km/h zpět (do kopce) k Hlavnímu nádraží. Analýza vývoje frekvenčních spekter během celého měření podle délky nosné konstrukce (srovnatelná s dynamickou odolností) ukazuje lineární, svislý průběh relevantních vlastních frekvencí. Tento jev indikuje normální charakteristické chování mostu a potvrzuje pozitivní hodnocení z hlediska zatížitelnosti a funkčnosti. Posudek platí jak pro globální provozní stav (dynamické chování hlavních částí nosné konstrukce), tak i pro lokální provozní stav (dynamické chování horní a spodní desky). Porovnání měření a výpočtu ukazují dobrou shodu v dynamické charakteristice a potvrzují pozitivní posudek o provozním stavu. Odchylky vlastních frekvencí f(j)obs zjištěných měřením se pohybují proti teoretickým hodnotám f(j)teor převážně pod mezními hranicemi podle ČSN 73 6209, což je v pořádku. Důvodem je nezapočtení tuhosti některých částí průřezu (štěrkové lože, kolej, chodník). Pouze vypočtená první vlastní frekvence se liší od naměřené frekvence více, než je uvedeno. Vyhodnocením a porovnáním tvarů kmitání (koeficient korelace modální analýzy MAC(j)) byla dosažena numericky vysoká shoda mezi měřením a teoretickým výpočtem. Většina vypočtených koeficientů MAC se blíží ideální hodnotě 1 (obr. 16). V rámci podrobného diagnostického průzkumu výchozího stavu nosné konstrukce Estakády Sluncová jsou splněny jak požadavky české normy ČSN 73 6209, tak i relevantní požadavky evropských norem EN 1990/A1 a EN 1991-2. 3/2010

❚

Mimo jiných uvedených, relevantních parametrů je tu poukázáno na: • přípustné maximální zrychlení, • mezní vlastní frekvence prvního kmitu v ohybu, • hodnoty koeficientu tlumení ζ, • naměřené dynamické průhyby (tj. statické průhyby S m včetně dynamického součinitele δobs). Nové spojení Praha – Železniční estakáda přes Masarykovo nádraží – ověření výchozího stavu [1] Předmětem studie je ověření dynamického chování konstrukce novostavby „Železniční estakády přes Masarykovo nádraží v km 3,993 HL“ umožňující v průběhu životnosti kontrolu spolehlivosti konstrukce vč. stavu podélného i příčného předpětí porovnáním změn dynamických charakteristik konstrukce. Při vyhodnocení dynamického chování se vycházelo z porovnání naměřeného stavu s výsledky dynamického výpočtu a mezními hodnotami dle norem. Dynamické chování mostu bylo měřeno po jeho uvedení do provozu ve dnech 5. až 8. května 2009. Vyhodnocení a posudek měření se opírají především o nejreprezentativnější a dominantní charakteristické zatížení – a sice železničním provozem. Byla provedena měření: • globální chování železničního mostu v rastru po rozhraní jednotlivých obloukových prefabrikátů, tj. 1/14 rozpětí 1. pole, 1/12 rozpětí 2. pole, 1/13 rozpětí 3. až 11. pole a 1/10 rozpětí 12. pole; senzory byly umísťovány na levé i pravé římse vždy na rozhraní prefabrikátů, na rozhraní mezi monolitem nad uložením a okolními prefabrikáty a na osu monolitického nadpodporového příčníku, • lokální chování horní desky (mostovky) v rastru jako u globálního sledování,


17


M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y Obr. 16 Železniční most, modelován metodou konečných prvků ❚ Fig. 16 Finite elemente model of the railway bridge Obr. 17 Dokumentace měření mostovky, rozmístění senzorového rastru na římsách – půdorys celku a detail ❚ Fig. 17 Documentation of the the bridge deck measurement, distribution of the sensor grid along the edge beam – ground view and details

16 Obr. 18 Trend dynamické tuhosti spodní desky ve vertikálním směru (lokální odezva v pozorovaném, relevantním frekvenčním pásmu 40 až 95 Hz) podle staničení všech senzorů zrychlení v prostřední komoře nosné konstrukce => zřetelná křivka ve tvaru V naměřených vlastních frekvencí => je znát silný vliv geometrických podmínek (po délce proměnlivá ohybová tuhost desky, rozpětí uvnitř komor, způsob vytvoření pevného uložení atd.) ❚ Fig. 18 Trend of dynamic stiffness of the bottom slab in the central cell of the bridge’s box girder according to the stationing (pattern of local response, 40-95 Hz) => visible pattern of eigenfrequencies in the form of a V due to strong affection by the geometrical properties (varying slab thickness, vibration length, local internal prestressing, level of restraint) Obr. 19 Přehled tlumení na mostní konstrukci dle měření podél pravé římsy vyvolaného namáháním v ohybu základní vlastní frekvence (= 4,34 Hz) ❚ Fig. 19 Path of dissipated vibration energy along the entire bridge length released with bending stressing belonging to the natural frequency (=4,34 Hz)

• lokální chování dolní desky v nepra-

videlném rastru podle umístění dolního předpětí. Zatížení mostu během měření bylo dáno, kromě ambientních vlivů (vítr), železničním provozem na mostě a provozem pod mostem. Běžná rychlost vlaků na mostě je 40 km/h. Současně s pohybem vlaků na mostě probíhal posun jednotlivých lokomotiv rychlostí do 40 km/h. Hodnocení dynamické tuhosti – odolnosti předpjaté konstrukce Analýza vývoje frekvenčních spekter (srovnatelné s dynamickou odolností) během celého měření a podle délky nosné konstrukce ukazuje lineární, stabilní průběh relevantních vlastních frekvencí. Tento jev indikuje normální charakteristické chování mostu a potvrzuje pozitivní hodnocení z hlediska zatížitelnosti a funkčnosti. Posudek platí jak pro globální provozní stav (dynamické chování hlavních částí nosné konstrukce – předepnuté v podélném směru), tak i pro lokální provozní stav (dynamické chování horní a spodní desky – obě předepnuté v příčném směru), (obr. 18 a 19).

18

Analýza disipace vnesené energie Vyhodnocené podélné globální hodnoty disipace energie kmitání (nevratné přeměny vnesené mechanické energie v jiné druhy energie na základě tlumení) odpovídají předpokládaným křivkám. Vyhodnocené křivky disipace vnesené energie z mechanického hlediska indikují uspokojivou funkčnost uložení. Nízké hodnoty uvnitř mostních polí potvrzují vysokou soudržnost a funkčnost interního předpětí. Hodnocení a klasifikace Celkový a lokální provozní stav určený dynamickým měřením je dobrý. Z vý-

19

18


❚

3/2010

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ 17


Z ÁV Ě RY Opěra 1 – Praha Hl. nádraží (západ)

Referenční senzor

Opěra 2 – Praha Hl. nádraží (východ)

®

Diagnostická metoda BRIMOS byla vyvinuta postupně během posledních patnácti let a opírá se o zkušenosti z více než čtyř set měřených a vyhodnocených stavebních konstrukcí a dvaceti pěti stálých monitorovacích systémů na celém světě. V praxi je nejvíce požadováno ověření stavu podélného i příčného předpětí či skutečného namáhání lan závěsů a táhel. Provedené diagnostické průzkumy ukazují běžné aplikování, nezávisle na stáří a typu konstrukce a materiálu. Posudek o provozním stavu a životnosti je možno vystavit v každé fázi životního cyklu konstrukce. Teprve na základě diagnostického průzkumu dynamického chování lze rozhodnout o přiměřenosti případných sanačních opatření.

sledků průzkumu vyplývá, že zatížitelnost a funkčnost nosné konstrukce jsou zajištěny v plném rozsahu. Zařazení mostu na základě měření v podmínkách daných zatížením běžným provozem na mostě dle klasifikace je do kategorie A – tj. velmi dobrý stav. V rámci podrobného diagnostického průzkumu výchozího stavu nosné konstrukce jsou splněny jak požadavky české normy ČSN 73 6209 Zatěžovací zkoušky mostů, tak i relevantní požadavky evropských norem EN 1990/A1 a EN 1991-2.

Dipl. Ing. Robert Veit-Egerer (PhD Candidate) VCE – Vienna Consulting Engineers Holding, s. r. o. Hadikgasse 60, A-1140 Vídeň, Rakousko tel.: +431 902 921 420, fax.: +431 902 922 420 e-mail: [email protected]; www.vce.at Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc. e-mail: [email protected] Ing. Miroslav Hubka

Literatura: [1] Veit-Egerer R., Jeřábek Z.: Nové spojení Praha – Železniční Estakáda přes Masarykovo nádraží – Ověření výchozího stavu průzkumným měřením dynamického chování metodou BRIMOS® v souladu s ČSN 736209, Sb. 15. konf. Železniční mosty a tunely, SUDOP Praha, 2010 [2] Veit-Egerer R., Jeřábek Z.: Nové spojení Praha – Železniční Estakáda Sluncová – Ověření výchozího stavu průzkumným měřením dynamického chování metodou BRIMOS® s ohledem na ČSN 736209”, Sb. 14. mezinár. sympozia Mosty, ISBN 978-80-86604-43-5, Sekurkon, 2009 [3] VCE & Infram: Estakáda přes Masarykovo nádraží – Studie citlivosti dynamického chování mostu s nepředepnutými kabely horního příčného předpětí (simulace poškozeného stavu) a následné postupné předpínání kabelů – Analýza odolnosti v příčném směru metodou BRIMOS®, Demonstrační měření, vyhodnocení, analytický výpočet a posudek, Zpráva pro SSŽ, a. s., oblast specializované činnosti, závod Řevnice, duben 2008, Vídeň a Praha [4] Veit-Egerer R., Hubka M.: Silniční most přes trať ČD za obcí Komořany – Dynamické chování vzhledem k provoznímu stavu a zatížitelnosti metodou BRIMOS®, Sb. 13. mezinár. sympozia Mosty 2008, Sekurkon, Brno, duben 2008, ISBN 978-8086604-35-0 [5] Veit-Egerer R., Jeřábek Z.: Tovární komín Mladá Boleslav – Permanentní monitorování dynamického chování metodou BRIMOS® vzhledem k provoznímu stavu a zatížitelnosti; Sb. 18. mezinár. sympozia Sanace 2008, SSBK, Brno, květen 2008, ISSN 1211 – 3700 [6] Jeřábek Z.: Monolitický železobetonový komín Mladá Boleslav – Dynamická charakteristika nosné konstrukce metodou BRIMOS®; Sb. 16. mezinár. sympozia Sanace 2006, SSBK, Brno, květen 2006, ISSN 1211 – 3700 [7] Veit-Egerer R., Wenzel H.: Předpjatý železobetonový most na trati Brno–Přerov – nedestruktivní celková diagnostika metodou BRIMOS®; Sb. 11. mezinár. sympozia Mosty 2006, Sekurkon, Brno, duben 2006, ISBN 80-86604-26-8 [8] Wenzel H., Veit-Egerer R.: BRIMOS® BRIdge MOnitoring System – Diagnostika mostů založená na ambientním měření kmitání; Sb. 10. mezinár. sympozia Mosty 2005, Sekurkon, Brno, duben 2005, ISBN 80-86604-17-9

3/2010

❚


e-mail: [email protected] oba: Infram, a. s Pelušková 1407, 198 00 Praha 9-Kyje tel.: 281 940 147, fax: 281 940 140, www.infram.cz

19



OPRAVY A OBNOVA VODOTĚSNOSTI ŽELEZOBETONOVÝCH KONSTRUKCÍ ❚ REPAIR AND RESTORATION OF WATERTIGHTNESS OF REINFORCED CONCRETE STRUCTURES Václav Pumpr, Jiří Dohnálek V příspěvku jsou stručně popsány současné materiálové a technologické trendy používané při opravách netěsností železobetonových vodotěsných staveb. ❚

The article provides

a brief description of current technology and materials used in repair of leakages of reinforced concrete watertight structures.

Dlouhodobě spolehlivé provedení hydroizolace spodní stavby patří bezesporu mezi nejnáročnější fáze výstavby stavebních objektů, ať již v oblasti průmyslu či občanské výstavby. Oprava nefunkční nebo poškozené hydroizolace je úkol zpravidla obtížný a ekonomicky nákladný. O tom, zda je oprava proveditelná a jaké materiály lze využít pro obnovu vodotěsnosti konstrukce, primárně rozhoduje volba řešení hydroizolace spodní stavby. Vodotěsnost železobetonové konstrukce, resp. jakékoli stavební konstrukce, lze řešit v zásadě trojím způsobem. Historicky nejstarším postupem je omezení či zabránění kontaktu konstrukce s vodou. Sem náleží snižování hladiny spodní vody, účinný odvod srážkové vody drénováním apod. Tento postup se dnes zpravidla používá pouze při opravách historických objektů a v oblasti železobetonových staveb jen zcela výjimečně. Obvykle jako nouzové opatření, kdy např. selhala realizovaná hydroizolační membrána a není schůdná její oprava či zajištění vodotěsnosti jiným způsobem. Druhým způsobem je vytvoření vodonepropustné celistvé membrány tvořící pro vodu nepropustný obal, vanu, nezávislou na nosné části stavební konstrukce. Použití tohoto postupu bylo podmíněno „znovuobjevením“ přírodních zdrojů asfaltu v 19. století a následnými pokroky ve zpracování ropy a ropných produktů. Asfaltové izolace se staly dominantním způsobem zajištění hydroizolace spodní stavby v celé prvé polovině 20. století. V 60. a 70. letech minulého století se v souvislosti s prudkým rozvojem organické chemie začaly ve stavebnictví obecně používat v hojné míře plasty a pro izolaci spodní stavby tzv. nepřikotvené fóliové izolace. Přes veškerý pokrok ve formu20

laci a zdokonalování fóliových izolací se spolehlivost tohoto řešení pro zajištění trvalé vodotěsnosti stavebních objektů nezvyšovala. Ačkoliv se zdálo, že jde pouze o správné vyřešení detailů ze strany projektantů a o pečlivé provedení ze strany zhotovitele, důvěra v toto řešení počala od 80. let zvolna klesat a stavební výroba se počala ve většině vyspělých zemí přiklánět k jinému řešení hydroizolace spodní stavby. Tím bylo využití hydroizolačních schopností samotného betonu. (Mezi první průmyslové využití portlandského cementu patřily právě izolace vůči vodě.) Tato technologie známá jako „bílé vany“ využívá hydroizolačních schopností vhodně navržené a realizované nosné železobetonové konstrukce spodní stavby. Že jde o technologii rozšířenou, svědčí nejen řada publikací, monografií a článků věnovaných správnému návrhu a realizaci bílých van (ostatně opakovaná školení a semináře pořádané ČBS patří mezi hojně navštěvovaná setkání), ale ilustrativní je četnost, s jakou se řeší izolace spodní stavby v SRN (obr. 1) [1]. Pro úplnost je třeba zmínit i historicky používané izolační opatření, dnes zcela omezeně využívané, kdy se k těsnění spodních staveb vůči vodě využívalo či využívá těsnících schopností jílů. Dnes se v modernějším provedení používá bentonitových rohoží či desek a s ohledem na barvu bentonitu se takto realizované spodní stavby označují jako „hnědé vany“. Jak je patrné z obr. 1, četnost tohoto řešení je zcela minimální. Čím si vysvětlit takový nepoměr mezi zdánlivě funkčním a trvanlivým řešením, jakým se jeví fóliové izolace, a na návrh i realizaci složitější technologií bílých van? Ukazuje se, že odpověď spočívá ve velmi podstatném aspektu, který by měl být při návrhu izolace vodotěsných stavebních konstrukcí brán primárně do úvahy a tímto aspektem je opravitelnost. Pokud připustíme, že izolační systém může být chybně proveden, může dojít k jeho poškození v důsledku průběhu výstavby, narušení v důsledku sedání a deformací stavební konstrukce, popř. může dojít k jeho selhání v důsledku přirozeného stárnutí a nevratných změn hydroizolačních materiálů, pak je po-

žadavek na opravitelnost hydroizolace a obnovu vodotěsnosti zcela pochopitelný a oprávněný. Právě opravitelnost je tím, co bílé vany odlišuje od izolací fóliových. Pro úspěšnou opravu je nezbytné správně identifikovat poruchu, lokalizovat ji, zpřístupnit a následně opravit. Splnění těchto podmínek bývá u fóliových izolací problematické, v řadě případů zcela nemožné. Průsaky a pronikání vody do spodní stavby prakticky nikdy nekorespondují s perforací fóliového systému. K zatékání vody mezi izolační fólii a nosný systém spodní stavby dochází zpravidla zcela v jiných oblastech, než kde se průsaky objevují na vnitřním povrchu železobetonu. V takovém případě snaha lokalizovat poruchu na vnější straně konstrukce nebývá úspěšná a o „opravitelnosti“, lépe řečeno obnově vodotěsnosti, rozhoduje konstrukční řešení a kvalita provedení spodní stavby. Pokud je spodní stavba realizovaná jako železobetonová, bývá to problém řešitelný, i když vzhledem k tomu, že železobetonová konstrukce není navrhována jako vodotěsná, není to opatření jednoduché ani laciné. Pokud je spodní stavba řešena z pórobetonu, dutých pálených cihel a tvarovek či jiným způsobem, bývá oprava velmi obtížná a v řadě případů zcela neschůdná. V této situaci bývá nezbytné řešit izolaci spodní stavby z vnitřního povrchu se všemi problémy, které to přináší (těsnění prostupů, příček, přerušení vzlínání vlhkosti obvodovými stěnami atd.). VOLBA VHODNÉ TECHNOLOGIE, M AT E R I Á L O V É Ř E Š E N Í O P R AV Y

Volba vhodného postupu opravy netěsností a vhodného materiálu musí především vycházet z podrobné diagnostiky. Ta by měla poskytnout minimálně následující informace: • o jakou poruchu se jedná, zda jde o trhlinu, hnízdo, pracovní spáru atd., • zda se jedná o poruchu procházející celou tloušťkou prvku, • jaká je šíře trhliny, • obsahuje trhlina/pracovní spára plech, bentonitový pásek, hydrofilní profil apod., • prosakuje trhlina, • je trhlina aktivní,


❚

3/2010

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ • základní informace o konstrukci sa-

motné (profily prvků, vyztužení aj.), • případnou historii oprav (bylo injektováno, čím apod.). Heslovitý výčet informací potřebných pro racionální volbu sanačního zásahu dokumentuje, že role diagnostiky je nezastupitelná zejména tam, kde není k dispozici projektová dokumentace, popřípadě tehdy, jsou-li o dodržení projektovaného řešení oprávněné pochybnosti. Ovšem i v těch případech (zejména u nových staveb) je provedení alespoň elementárního diagnostického vyšetření konstrukce zcela nezbytné. Podle povahy či vizuálně patrných projevů bývají poruchy vodotěsných konstrukcí děleny do pěti skupin: • prosakující trhliny, • prosakující pracovní spáry, • dilatační spáry propouštějící vodu, • plošné průsaky (hnízda), • poškozené těsnící pásy. Tento výčet platí jak pro defektní, nefunkční bílé vany, ale obdobně se projevují poruchy i v případě, že se jedná o sanaci „černých van“. Rozdíl spočívá v tom, že u posledně jmenovaných průsaky či protékající voda neumožňují, jak již bylo řečeno, lokalizovat poruchu na izolační fólii, což komplikuje a často i znemožňuje zpřístupnění defektu na izolační membráně a jeho případnou opravu. Vhodné sanační postupy se podle rozsahu a charakteru poškození dělí na: • plošné/celoplošné těsnění za rubovou stranou konstrukce, • plošné/celoplošné těsnění na lícové straně konstrukce, • lokální těsnění, • oprava a utěsnění dilatací. Jako vhodné, používané a doporučované postupy lze uvést: • autogenní hojení – kolmatace, • sekundární krystalizace, • injektáž,


• vytvoření

hydroizolačního povlaku (vrstvy) na vnitřní straně konstrukce, • jiné postupy (oprava izolačního pásu, výměna dilatačních pásů aj.). Autogenní hojení – kolmatace K tzv. samohojení (autogennímu hojení) trhlin dochází procesem, který se obecně nazývá kolmatace. Proces kolmatace je u železobetonových prvků vyvoláván postupným ukládáním nerozpustných produktů chemických reakcí cementového tmelu s prosakující vodou (převážně vysrážením uhličitanu vápenatého), na utěsnění se mohou podílet i vodou unášené nerozpustné mikroskopické částice půd či hornin z vnějšího prostředí. I když nejde v pravém slova smyslu o aktivní sanační zásah či opravu, jedná se o jev známý a za příznivých podmínek (vhodný poměr šířky trhliny k tloušťce porušeného železobetonového prvku a odpovídajícího hydraulického spádu) spolehlivě utěsňující neaktivní trhliny. Podmínkou obvykle je, že imperfekce se nesmí chovat jako dilatace a nesmí se tedy jednat o tzv. „aktivní“ trhlinu. Sekundární krystalizace Prostředky sekundární krystalizace tvoří poměrně pestrou skupinu hmot. Po chemické stránce jsou výrobci charakterizovány dosti neurčitě, a to jako směs portlandského cementu, jemných filerů a aktivních chemikálií. Bývají řazeny nepříliš přesně do skupiny tzv. těsnících přísad. Od „tradičních“ těsnících přísad se však prostředky sekundární krystalizace odlišují v jednom zásadním ohledu, a sice v tom, že bylo a je možno je aplikovat nejen přímo do čerstvé betonové směsi, ale i na povrch betonu dodatečně a prakticky bez ohledu na stáří betonu či konstrukce. Jako komerčně dostupné produkty se objevily na přelomu 60. a 70. let minulého století především

4% 1%

6%

5%

v Kanadě a USA, od 80. let lze mluvit o jejich masivnějším využívání při dodatečném utěsňování betonu i při primárním zvyšování jeho vodotěsnosti. Přestože byly a doposud jsou u nemalé části odborné veřejnosti přijímány s nedůvěrou, četné terénní zkušenosti ukazují, že v přítomnosti vlhkosti dochází k postupnému utěsňování betonu a následnému zastavení lokálních průsaků konstrukce i plošného provlhání. Mechanismus působení těsnících přísad tohoto typu bývá popisován či klasifikován jako postupné prorůstání pórů a trhlin v betonu a „zahušťování“ kapilární pórové struktury. Na základě dostupných informací [2] lze mít za prokázané, že aktivní chemikálie v prostředcích sekundární krystalizace způsobují, že nezhydratované podíly p-cementu, především C3S a β-C2S, počnou v přítomnosti vody hydratovat. Mění se morfologie hydratačních produktů, tzv. C-S-H fáze. Původně amorfní či velmi slabě krystalický charakter se mění na hruběji krystalický a vznikají hydratované kalciumsilikáty v podobě protáhlých jehlic o průměru cca 1 až 4 μm a délkou 20 až 25 μm. Co je z hlediska oprav a jejich trvanlivosti významné, že aktivní složky se nespotřebovávají, zůstávají přítomné v cementovém tmelu, resp. betonu jako katalyzátor. V rámci sanací se prostředky sekundární krystalizace využívají pro dodatečné plošné těsnění pórovitého (netěsného prosakujícího) betonu a to i ve vlhkých oblastech. V takovém případě jsou vhodnou technologií nanášeny na očištěný povrch betonu a výhodné je, pokud je pórová struktura podkladu otevřena (např. tryskáním VVP, pískováním či leptáním). V podobě ucpávek a „tmelů“ nalézají uplatnění i při těsnění trhlin a netěsných pracovních spár. Významné je,

3% 0%

7% 13% živičné izolace

Obr. 1 Relativní četnost řešení vodotěsné spodní stavby [1] ❚ Fig. 1 Relative frequency of the solution used for watertight foundations [1]

vodotěsný beton izolační pásy a fólie hydroizolační stěrky ostatní

84%

77%

1

3/2010

bytová výstavba

❚

ostatní stavby


21


2

3

4 Obr. 2 Utěsnění styku podlaha-stěna systémem dry-pack ❚ Fig. 2 Using the Dry-Pack System to seal the bottom-wall joint [5] Obr. 3 Celoplošná aplikace prostředku sekundární ochrany ❚ Fig. 3 General application of secondary crystallization agent [5] Obr. 4 Celoplošné utěsnění lícové strany pružnou stěrkou na bázi MS-polymerů [6] ❚ Fig. 4 Area-wide sealing of the face-wall using flexible spreaded coating on the basis of MS-polymers [6] Obr. 5a, b Dodatečné těsnění neaktivních trhlin pomocí rychlovazného hydroizolačního tmelu [5] ❚ Fig. 5a, b Additional sealing of the non-active cracks using fast-bonding hydro-insulating sealant [5]

22


že přítomnost prostředků sekundární krystalizace přispívá k výraznému urychlení procesu autogenního vyhojení. Navíc je za těchto okolností trhlina vyplňována primárně C-S-H fází, nikoli karbonáty. Uvádí se, že tento proces je funkční u trhlin až do šíře 0,4 mm [3]. Mezi výhody tohoto materiálového řešení v porovnání s injektážemi patří především snadná, přístrojově relativně nenáročná aplikace. Prostředky sekundární krystalizace jsou fyzikálně i chemicky naprosto kompatibilní s betonem, resp. cementem, chemicky i z hlediska hygieny se jedná o látky neškodné, vykazující pouze vyšší alkalitu (některé z těchto materiálů mají atest na přímý styk s pitnou vodou [4]). Mezi nevýhody dodatečného utěsňování prostředky sekundární krystalizace patří skutečnost, že účinek se dostavuje s větším časovým odstupem, s ohledem na povahu procesu utěsňování jde o technologii nepoužitelnou na aktivní trhliny, resp. tam, kde je železobetonová konstrukce vystavena dynamickému zatížení a vibracím. Rovněž je nutno připustit, že se poněkud problematicky laboratorně prokazuje účinnost prostředků sekundární krystalizace (klasická zkouška vodotěsnosti není obvykle dostatečně citlivá). Přestože prostředky sekundární ochrany postrádají doposud normovou podporu či oporu, postupně dochází ke zvyšování důvěry odborné veřejnosti a při obnově vodotěsnosti spodních staveb se na ně přestává pohlížet jako na nestandardní či neověřený postup. Injektáže Injektážní technologie patří nesporně mezi významné postupy utěsňování vodotěsných konstrukcí. Technologie je použitelná jak pro těsnění lokálních imperfekcí (trhlin, pracovních spár aj.), tak pro těsnění plošné. Krom toho je tato technologie použitelná i pro těsnění dilatací a aktivních trhlin. Obecně lze říci, že metoda spočívá ve vyplňování nehomogenit, pórů, dutin, trhlin a pracovních spár vhodným materiálem. Na rozdíl od technologie sekundární krystalizace jsou injektážní technologie zaštítěny normou ČSN EN 1504-5. Po materiálové stránce se jedná o následující typy vhodných materiálů: • epoxidy (duromery EP), • polyuretany (elastomery PUR), • hydrogely (AY),

• cementové suspenze (ZL/ZS).

Z hlediska převažující funkce (účelu) injektáže se postupy dělí na: • silové uzavření trhlin (F), • utěsnění trhlin (D), • vyplnění trhlin (S). Volba vhodného materiálu musí primárně vycházet z charakteru poruchy, charakteru konstrukce, konkrétních vlhkostních poměrů atd. Jako v jiných případech je nezbytné provést detailní diagnostiku poškozené konstrukce, a teprve na jejím základě je možné zvolit vhodný materiál i vhodný postup. Epoxidy (duromery EP) Epoxidové pryskyřice patří obecně k nejrozšířenějším organickým pryskyřicím používaným ve stavebnictví. Vynikají řadou významných vlastností – mechanická pevnost, zejména tahová, houževnatost, odolnost vůči alkalickému prostředí, vynikající adheze k betonovému podkladu, chemická odolnost atd. Jedná se o tzv. 2K hmoty – dvousložkové, kdy na výsledných parametrech vytvrzené pryskyřice i na technologickém chování (doba zpracovatelnosti, viskozita atd.) se podílí stejnou měrou jak vlastní pryskyřice, tak i použité tužidlo. Jako injektážní médium nacházejí epoxidové kompozice uplatnění především u tzv. silového uzavření nebo vyplnění trhlin, kde se uplatní výborná adheze k podkladu. Obvykle mají rychlý nárůst pevností a tahové pevnosti vysoce překračují pevnost samotného betonu. U dobře naformulovaných kompozic mají i velmi nízkou viskozitu a z toho vyplývající vysokou schopnost pronikat i do nejužších trhlin. Při sanaci vodotěsných konstrukcí se uplatňují pouze omezeně a to především pro minimální pružnost – elasticitu a omezenou schopnost adheze k vlhkým podkladům. EP nejsou použitelné pro utěsnění aktivních pohyblivých trhlin a rovněž nejsou použitelné pro trhliny prosakující, tím méně pro sanaci trhlin propouštějících vodu pod tlakem. Polyuretany (elastomery PUR) Polyuretanové pryskyřice patří mezi materiály neobyčejně rozmanitých vlastností. Jejich podíl na celkovém objemu organických pryskyřic, používaných ve stavebnictví, se soustavně zvyšuje. Co se týká injektáží, bývá uváděno, že tvoří více než 80 % všech injektážních prostředků používaných v SRN,


❚

3/2010


5a

5b

u nás s vysokou pravděpodobností bude jejich podíl ještě vyšší. Dodávají se buď jako dvousložkové (2K) nebo stále častěji jako jednosložkové (1K), kde druhou iniciační složkou tuhnutí bývá voda nebo vzdušná vlhkost. Polyuretanové pryskyřice vynikají především vysokou elasticitou, dále velmi dobrou adhezí i k vlhkému betonu a v neposlední řadě i vysokou těsností, vodonepropustností. Tyto vlastnosti je předurčují k sanacím vlhkých trhlin, prosakujících pracovních spár, plošnému utěsňování porézních oblastí, dutin, velmi dobře se osvědčují při sanaci trhlin propouštějících vodu pod tlakem a defektních dilatací. V posledně jmenovaných případech se obvykle používají v kombinaci s tzv. elastomerovými pěnami (SPUR). Elastomerové pěny jsou polyuretanové pryskyřice, které reagují velmi rychle s vodou a díky přítomnosti aktivních CNH skupin

3/2010


❚

v kontaktu s vodou pění (vzniká CO2). Díky této reakci nabývají na objemu až 40x za současného vytvrzení. Struktura pórů však zůstává otevřená a jsou tedy schopny zabránit průsakům vody pouze dočasně. Pro trvalé zabránění v prostupu vodě je nezbytné vyplnit otevřenou pórovou strukturu elastomerové pěny PUR pryskyřicí. Cementové suspenze (ZL/ZS) Cementové suspenze tvoří skupinu injektážních hmot s poněkud omezeným využitím v oblasti sanací železobetonových konstrukcí. Jak sám název napovídá, jedná se o speciálně formulované směsi jemně mletého cementu a extrémně jemných filerů. Uplatnění nacházejí především u vyplňování vlhkých, prosakujících trhlin a pracovních spár, případně dutin a nezhutněných hnízd. Výhodou je fyzikální i chemická kompatibilita s betonem. Po pevnost-


ní stránce mají vytvrzené cementové suspenze pevnosti srovnatelné s betonem a přispívají k alkalické pasivaci výztuže. Z hlediska oprav vodotěsných konstrukcí je však nevýhodné, že se jedná o materiály s nulovou elasticitou. Lze je tudíž použít pouze pro neaktivní trhliny, u aktivních trhlin dojde k porušení adheze. Nevýhodou je i omezená schopnost pronikat do jemnějších trhlin či pórů. Jako minimální šířka trhlin, do kterých jsou cementové injektážní směsi schopny proniknout, se uvádí pro cementová mléka 0,05 mm, u cementových suspenzí pouze do 0,2 mm. Hydrogely (AY) Hydrogely, označované dnes častěji jako hydrostrukturní pryskyřice, tvoří poměrně pestrou skupinu látek, které se vyznačují následujícími vlastnostmi: • velmi měkké,

23

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ • vysoce elastické, • bobtnající v přítomnosti vody, • extrémně rychle reagující, • necitlivé k dynamickému namáhání

a vibracím. Po chemické stránce se jedná obvykle o polyakryláty, polymetylakryláty, popř. jiné deriváty kyseliny akrylové. Použití nacházejí především u plošného těsnění prosakujících konstrukcí, a to za rubovou stranou konstrukce, omezeně jsou použitelné k vyplnění trhlin. Nevýhodou je, že musí ve své struktuře zadržovat trvale vodu. Na vzduchu vysychají, křehnou a smršťují se. Proces injektování, vtlačování injektovaného média do trhlinového systému nebo za rub utěsňované konstrukce, vyžaduje vedle správně zvoleného materiálu i vhodné technické vybavení, injektážní trubice, podávací a směšovací čerpadla (tlakové pumpy). Volba vhodného zařízení musí respektovat povahu poruchy, šířku trhlin, tloušťku injektovaných prvků (stěn) a další konkrétní podmínky při realizaci, kam náleží teplota apod. Vytvoření hydroizolačního povlaku (vrstvy) na vnitřní straně konstrukce Tohoto postupu se využívá v případech, kdy se jedná o plošné prosakování a pronikání vody nebo v těch případech, kdy utěsňování jednotlivých trhlin by bylo technicky či ekonomicky nevýhodné. V principu se k celoplošnému těsnění prosakujících železobetonových konstrukcí používají cementem pojené hydroizolační vrstvy (malty či stěrky), dále pružné cementopolymerní kompozice a v neposlední řadě vysoce pružné polymerní filmy a stěrky na nevodné bázi. Cementem pojené hydroizolační hmoty s oblibou využívají přísady vyvolávající sekundární krystalizaci. Výhodou je mechanická odolnost takto vytvářených vrstev, jejich schopnost dlouhodobě příznivě působit na těsnost původního betonu, relativní jednoduchost zpracování (suchý či mokrý strojní nástřik, omítání a další běžné postupy), možnost vytvořit souvislé vrstvy bez pracovních spár, a tím zvýšená spolehlivost výsledku. Výhodná je také možnost mechanického přikotvení těchto vrstev k podkladu se sníženou mechanickou pevností. Pružné cementopolymerní stěrky jsou nejčastěji formulovány na bázi styrenakrylátových disperzí v případě tzv. dvousložkových hmot, u jed24


nosložkových materiálů bývá polymerní složka přítomna v odvodněné podobě. Výhodou tohoto materiálového řešení je schopnost odolávat do určité míry dynamickému zatížení či omezenému pohybu případných trhlin. Pružnost těchto materiálů nepřesahuje 30 %. V případě, že je nutno těsnit trhliny či pracovní spáry, u nichž hrozí větší pohyb, je nutno stěrky kombinovat s pružnými butylkaučukovými pásky a tvarovkami. Obdobně je nutno řešit případné prostupy a další konstrukční detaily. Spolehlivost tohoto řešení úměrně klesá při „složitosti“ těsněného podkladu. Vodotěsné napojení v případech tlakového zatížení vodou bývá dosti nesnadné. V současné době, především v souvislosti s rozvojem výrobní báze, nabývají na popularitě vodotěsné pružné nátěry či stěrky na polymerní nevodné bázi. Jedná se převážně o materiály, kde pojivovou bází jsou tzv. MS-polymery, chemicky polyethery s funkčními silylovými skupinami. Tyto hmoty vytvrzují vzdušnou vlhkostí a vytvářejí extrémně pružné povlaky, které dobře lnou k rozmanitým podkladům, mimo jiné i k betonu. Překážkou není ani skutečnost, že beton je vlhký. Oproti výše uvedeným polymercementovým pružným stěrkám je jejich elasticita o řád vyšší (bývá uváděno 300 % i více [7]). Zpracování není obtížné, u větších ploch se aplikují nátěrem či nástřikem. Velkou výhodou je, že umožňují jednodušší řešení konstrukčních detailů, jako jsou prostupy, překlenují aktivní trhliny i pracovní spáry. Nevýhodou je nízká mechanická odolnost a problémy s finální povrchovou úpravou. Vzhledem k tomu, že po vytvrzení je adheze naprosté většiny nátěrových či stěrkových hmot k těmto izolačním membránám zcela nedostatečná, bývá nezbytné při aplikaci vytvářet adhezní vrstvu z křemičitého písku v čerstvě nanášeném nátěru. Na obdobné chemické bázi jsou formulovány i hydroizolační pružné tmely, které umožňují těsnit aktivní trhliny i dilatace.

Literatura: [1] Lebr P., Drahotušský V.: Bílá vana jako způsob založení stavby, její rizika a sanace případných poruch, in přetištěná přednáška pro Klubové setkání členů SSBK, 7. 11. 2003, interní publikace SSBK Brno, 2003 [2] Yasuo Mitsuki, Masoru Fujimoto, Yukinobu Nakamura: An Enhancement in the Nature of Concrete with a Multiplicative Cement Crystal Type Concrete Material, in Proc. of 48th annual meeting of the Civil Engineering Society, Sept. 1992, Hosei University Japan [3] Xypex Chemical Corporation, Concrete Waterproofing By Crystallizaton, Specication and Application Manual, Richmond, B. C. Canada, 2010 [4] Státní zdravotní ústav, č. j. 2494/09 EX 090845 ze dne 14. 9. 2009, „Odborné posouzení zdravotní bezpečnosti materiálu ‚Xypex concentrate‘ pro styk s pitnou vodou“ [5] Archiv firmy Xypex CE, s. r. o. [6] Archiv firmy Betosan, s. r. o. [7] TL výrobku Wodaflex, výrobce Betosan, s. r. o.

budoucnosti bude nutno zajistit, resp. obnovit vodotěsnost spodní stavby. Současná stavební chemie nabízí řadu vhodných materiálů, které se s úspěchem k těmto účelům používají. Tak jako u jiných sanačních zásahů je úspěšný výsledek, jeho spolehlivost a trvanlivost, podmíněn řadou faktorů. Dominantním je provedení důkladné diagnostiky poškozeného objektu, dále je to správná volba technologie i materiálu a v neposlední řadě i kvalifikované provedení sanace. Příspěvek se snažil ukázat, že pravděpodobnost uspokojivého výsledku sanačního zásahu je velmi vysoká, pokud je spodní stavba řešena jako „bílá“ vana, tj. nositelem vodotěsnosti je samotný konstrukční materiál stavby – železobeton. Pokud tomu tak není, bývá obnova vodotěsnosti technicky složitější a ekonomicky nákladnější. Ale i v těchto případech je obvykle sanace materiálově a technologicky řešitelná.

Ing. Václav Pumpr, CSc. Betosan, s. r. o.

Z ÁV Ě RY

Na Dolinách 28, 147 00 Praha 4

O vodotěsnosti stavební konstrukce se rozhoduje již ve stádiu projektu. Přestože obecná doporučení i podrobné pokyny pro zhotovení „bílých“ i „černých“ van jsou obsaženy jak v odborné literatuře, tak v celé řadě technických pravidel a návrhových norem, je realistické počítat i s tím, že v blízké či vzdálenější

tel.: 602 189 459 e-mail: [email protected] Doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc. Betonconsult, s. r. o. Na Veselí 45, 140 00 Praha 4 tel.: 602 324 116 e-mail: [email protected]


❚

3/2010



ZHOTOVENÍ A DIAGNOSTIKA KOTEV DO BETONU – PŘÍKLADY Z PRAXE ❚ MAKING AND DIAGNOSIS OF ANCHORS IN CONCRETEPRACTICAL EXAMPLES

Tomáš Míčka, Leonard Hobst, Jaromír Láník, Martin Koudelka, Lubomír Vítek V rámci výzkumných projektů na Ústavu stavebního zkušebnictví Fakulty stavební Vysokého učení technického v Brně jsou zkoumány možnosti využití nedestruktivních metod pro diagnostiku konstrukcí. Ze stavební praxe je známo, že pokud prováděcí firmy realizují dodatečné kotvení nosných konstrukcí, ne vždy tato kotvení odpovídají projektu. Proto byla odzkoušena nedestruktivní metoda, která umožňuje s velkou přesností stanovit délku ukotvení.

❚

Anchoring bolts are necessary

part of the reinforced-concrete structures. The tensile resistance of

často zkracován i v případech, kdy předepsaná hloubka pro kotvu při vrtání otvorů není dosažena. Některé vady chybného provedení kotev lze zjistit vizuální prohlídkou. Např. jsou to stopy po odřezání části kotvy, které jsou patrné na vyčnívajícím dříku – nad kotevní maticí. Při chybném mechanickém provedení kotvy pak může dojít i k protáčení kotvy v ukotvení. To všechno jsou vady zjistitelné bez použití speciálního přístrojového vybavení. Výše zmíněné nedostatky víceméně ve všech případech výrazně ohrožují stabilitu kotvených konstrukcí, v některých případech dokonce zásadně ohrožují bezpečnost provozu (např. u kotvení svodidel či kolejnic).

anchoring bolts depends on the anchorage length in concrete. There are many structures such as industry halls (frame system), some types

N ÁV R H A Z H O T O V E N Í C H E M I C K Ý C H K O T E V

of protective railings, steel cell-transmitters and lighting poles, their

Návrh kotev do betonu, zejména kotev chemických, musí vždy zajišťovat zodpovědný projektant s ohledem na návrhová zatížení a požadovanou únosnost kotev, podkladní materiál, resp. místní podmínky, které budou ovlivňovat kvalitu navržených chemických kotev nejen při aplikaci, ale i po dobu životnosti navrhované konstrukce. Kromě základních vlastností, tj. materiálových charakteristik základních materiálů (betonový podklad, vlepovaný ocelový prvek a lepící tmel), ovlivňují kvalitu chemických kotev zejména následující okolnosti: • vzdálenost kotev od okraje, resp. osová vzdálenost kotev mezi sebou, • hloubka osazení kotev, • kvalita dočištění otvoru před osazením kotev, • atmosférické podmínky v době osazování kotev. Na kvalitu (únosnost) kotev má samozřejmě vliv i přirozené stárnutí použitých materiálů a zejména koroze vlepovaného ocelového prvku. Obecně lze říci, že při dobře navrženém kotvení by v případě extrémního zatížení vysoko nad navrženou únosností mělo dojít buď k přetržení vlastního vlepovaného ocelového prvku, nebo k vytržení kužele betonu podkladního materiálu.

stability depends on the length of anchoring. The anchoring is designed not only on normal loading which directly affects the structure but also on extreme loading which is caused by natural disaster. In practice it was discovered that the length of anchoring did not match with design documentation. Supplying companies make the anchoring holes shorter if it is impossible to proceed their length properly from technological reasons. These fact leads to discover some effective non-destructive method for testing the anchorage length in concrete properly.

Stále více moderních železobetonových konstrukcí je koncipováno tak, že navazující konstrukce jsou k nim dodatečně kotveny. Výrobní proces se tím výrazně zjednodušuje ve srovnání se stavem, kdy byly kotvící prvky umisťovány do bednění ještě před betonáží. Dodatečné umisťování kotev do betonových konstrukcí však vyžaduje buď dobré provedení konstrukcí na základě dobře zhotoveného projektu nebo dokonalou diagnostiku konstrukcí, aby při vývrtu nebyla narušena důležitá část základní konstrukce, a dále dokonalou vrtací techniku, aby byla vždy dosažena navržená hloubka pro osazení kotev. Na mnoha příkladech z konkrétních staveb jsme však svědky toho, že osazení kotev není provedeno kvalitně – dřík kotev je 3/2010

❚


25



P R O B L E M AT I K A Z K O U Š E N Í A D I A G N O S T I K Y KOTEV DO BETONU

Pro objektivní stanovení kvality provedení chemických kotev byla dlouho hledána vhodná nedestruktivní metoda, která by mohla s velkou přesností stanovit hlavně délku vlastní kotvy, a tím i délku ukotvení. Na základě požadavků praxe byla na Ústavu stavebního zkušebnictví Fakulty stavební VUT v Brně zkoumána ultrazvuková impulsní metoda, využívaná pro kontrolu svarů, kterou se podařilo vhodně využít i pro měření délky zabetonovaných kotev. S touto metodou byla uskutečněna celá řada laboratorních měření, která se soustředila na nastavení přístroje a na zjištění dosahu této metody. Po laboratorních měřeních byla metoda odzkoušena in-situ, kde prokázala velkou operativnost a přesnost měření. Principiálně je měření realizováno pomocí impulsové odrazové metody, to znamená, že přístroj vysílá i přijímá impulzy, které se odráží od protější roviny geometrického útvaru. Přístroj měří čas, za který tento odražený impulz (echo) dorazí zpět do vysílače, který se přepne na přijímač. Ze známé rychlosti šíření UZ vln v oceli (cs= 5 920 m/s) přístroj vypočítá dráhu, kterou signál urazí, což potom, dle svého nastavení, vyhodnotí jako tloušťku daného materiálu, či celkovou délku (obr. 1). Před začátkem měření délky UZ přístrojem je nutné kalibrovat časovou základnu tak, aby měřená délka vypočítaná z rychlosti šíření UZ signálu materiálem byla dostatečně přesná, k čemuž se používají kontrolní měrky. Základní měrka pro ultrazvukové impulsové defektoskopy pracující ve frekvenčním pásmu od 0,5 do 15 MHz byla doporučena mezinárodním svářečským ústavem (International Institute of Welding, IIW). Tato měrka byla pro svou univerzálnost převzata s malými obměnami v mnoha evropských státech. V ČR je označena jako kontrolní měrka K1 a její podrobný popis je v ČSN 35 6885. Podobný účel plní i další měrka označená K2 podle ČSN 35 6886. Tato měrka se vyrábí opět z oceli se stejnými akustickými vlastnostmi jako měrka K1. Pro její menší rozměry i hmotnost se jí dává přednost v montážních podmínkách. Nastavení přístroje se uskutečňuje před vlastním měřením a kontrolní měření na měrkách se provádí pravidelně během měření in-situ. Pro zjištění únosnosti kotevních šroubů byla výše uvedená metoda doplněna měřením tahové únosnosti ocelových kotev převzatým z Evropské směrnice ETAG 001: Směrnice pro evropské technické schvalování kovových kotev pro použití v betonu, část 5 Soudržné kotvy. PRAK T I CKÉ V YUŽ IT Í Z K O U Š E K C H E M IC K Ý C H KOTE V

Kolejová dráha na VD Orlík Sportovní plavba byla vybudována v rámci výstavby VD Orlík. Lodě do výtlaku 3,5 t a max. šířky 2,6 m jsou zde přepravovány na plošinovém vozíku bez vody taženém elektrickým navijákem po kolejové dráze. Základním konstrukčním prvkem je železobetonové monolitické koryto tvaru „U“ délky 211 m, šířky 3,4 m ve sklonu dráhy 22°. Vzhledem k úplnému zničení původní konstrukce při povodni v roce 2002 byla v letech 2004 až 2005 zhotovena konstrukce nová (obr. 2). Zjištěné závady po ročním provozu Cca rok po opravě začal provozovatel VD Orlík identifikovat u kotvení kolejnic (lepené kotvy) následující závady: 26

Obr. 1 Schéma činnosti ultrazvukového přístroje ❚ Fig. 1 Scheme of performance of ultrasonic device

1

• poruchy v protikorozní ochraně ocelových prvků kotevní-

ho systému, • některé z kotev se při dotahování protáčejí, • některé z kotev nemají dostatečný počet závitů nad kotev-

ní matkou (v rámci stavby bylo dodavatelem kotvení kolejnic nahrazeno nařezanou kulatinou s dodatečně vyřezanými závity pro kotevní matky), • v určitých úsecích dochází k vybočování kolejnic, resp. k zvýšenému namáhání při průjezdu plošinového vozíku. Tyto vady vedly k požadavku na provedení komplexního diagnostického průzkumu kotevního systému kolejnic sportovní plavby. Diagnostika stavu kotevních šroubů Cílem nedestruktivní ultrazvukové kontroly kotevních šroubů bylo stanovit jejich celkovou délku a na základě jejich přesahu přes úroveň železobetonové konstrukce dráhy zjistit jejich skutečné zapuštění do železobetonové konstrukce. Pro vlastní měření byl použit ultrazvukový impulsní přístroj Sonic 136P od firmy Staveley Instruments INC a též jeho novější verze Sonic 1200HR. Před vlastním měřením byly oba přístroje kalibrovány pro požadovaný rozsah, který byl stanoven maximálně na 200 mm. K nastavení ultrazvukového přístroje sloužily ultrazvukové měrky K1 a K2 a speciální měrka, vyvinutá pracovníky ústavu. Pro měření délek kotevních šroubů byla použita ultrazvuková sonda o frekvenci 5 a 10 MHz (obr. 3). Jako kontaktní prostředek akustické vazby byl použit speciální gel. Před vlastním měřením byl povrch kotevních šroubů upraven rozbrušovačkou, aby byly odstraněny „otřepy“ a bylo dosaženo dobré akustické vazby (po aplikaci gelu) mezi UZ sondou a zkoušeným kotevním šroubem. Kotevní šrouby, určené ke kontrole, byly označeny žlutou barvou. Při měření byla UZ přístrojem stanovena celková délka kotevního šroubu a od ní byl postupně odečítán přesah, kterým kotevní šroub přesahuje povrch betonového dílce (obr. 4). Zkouška délky kotevních šroubů byla doplněna zkouškami pevnosti základního materiálu, nedestruktivním ověřením polohy armokoše nosné konstrukce jeřábové dráhy, analýzou dostupných podkladů atd. Výsledky diagnostického průzkumu Podrobný průzkum dospěl k následujícím závěrům: • Přibližně 60 % kotevních šroubů bylo v rámci montáže zkráceno, přičemž přibližně 58 % šroubů má nedostatečnou kotevní délku. Jako příčinu lze jednoznačně stanovit technologickou nekázeň při osazování a kotvení podkladnic. Při provádění vrtů nebyly při kolizi s armokošem vrty dokončeny v patřičné délce, což by vyžadovalo použití jádrového vrtání. Následně pak byly kráceny kotevní šrouby.


❚

3/2010



2a 2b

Obr. 2 a) Pohled na přehradní hráz s kolejovou dráhou, b) detail kotvení kolejnice ❚ Fig. 2 a) View of a dam with a railway track, b) detail of anchorage of the rail

3

Obr. 3 Práce s ultrazvukovým přístrojem při kontrole délky kotevních šroubů ❚ Fig. 3 Work with ultrasonic device in checking the length of anchoring screws Obr. 4 Schéma upevnění kolejové dráhy lodního výtahu VD Orlík ❚ Fig. 4 Scheme of fastening of the railway track of the ship lift of the Orlík dam

4

3/2010

❚


27



• Osové vzdálenosti podkladnic jsou průměrně 852 mm. Dle

nabídky i projektové dokumentace na stupni DZS měla být tato vzdálenost 500 mm. S ohledem na výsledky diagnostického průzkumu bylo nezbytné okamžitě uzavřít provoz sportovní plavby a v rámci reklamačního řízení zajistit řádnou komplexní opravu kotevního systému kolejnic. Most ev. č. 4-019 přes údolí Voznického potoka na rychlostní komunikaci R4 Voznický potok na trase rychlostní komunikace R4 je překlenut dvěma souběžnými mosty o sedmi polích a celkové délce přemostění 251,25 m. Nosnou konstrukci tvoří spojitý nosník komůrkového průřezu z podélně předpjatého betonu. Svršek mostu byl v rámci opravy v letech 2000 až 2001 vyměněn (obr. 5). Zjištěné závady na mostě V rámci výkonu běžné prohlídky mostu byly zjištěny následující závady v kotvení svodidel u vnější římsy levého mostu, ke kterým došlo po nárazu projíždějícího vozidla: • v úseku nárazu došlo k vytržení chemických kotev z betonu římsy (obr. 5), • některé kotvy měly zcela nedostatečnou délku, po posouzení vlepovaného ocelového prvku bylo zjištěno, že výrobek (šroub) renomované firmy byl na stavbě dodatečně krácen, • patní plech svodidlových sloupků měl nedostatečnou tloušťku. Uvedené závady byly podnětem pro provedení diagnostického průzkumu, kterým měl být určen přesný rozsah závad a jejich vliv na provozuschopnost daných konstrukcí. Cíle diagnostického průzkumu na mostě Cílem nedestruktivní ultrazvukové kontroly kotevních šroubů bylo ověřit jejich celkovou délku a na základě jejich přesahu nad úroveň železobetonové konstrukce říms zjistit jejich skutečnou kotevní délku v železobetonové konstrukci (obr. 6). Kotevní šrouby slouží k připevnění sloupků svodidel. Počet měření a výsledky nedestruktivní kontroly jsou na obr. 7. Před vlastním ultrazvukovým měřením bylo podrobně prohlédnuto ukotvení jednotlivých ocelových sloupků svodidel a vizuálně bylo stanoveno, zda kotevní šrouby jsou originální (nezkracované), anebo zda povrch šroubu svědčí o tom, že došlo k jeho úpravě – zkrácení. Pro zjištění únosnosti kotev byla u vybraných kotev zjišťována jejich skutečná únosnost destruktivními metodami pomocí hydraulického lisu. Ověřovací metoda, která byla použita na mostním objektu, je modifikací ověřovací metody dle ETAG 001 pro neomeze6

7

5

nou tahovou zkoušku. Neomezená tahová zkouška umožňuje neomezenou tvorbu porušení základního materiálu (kuželu betonu), u omezených zkoušek je zabráněno selhání kuželu betonu vnesením reakce do betonu bezprostředně u kotvy. Výsledky při neomezené zkoušce jsou tedy na stranu bezpečnou. Modifikace metody spočívá ve skutečnosti, že při tahových zkouškách byla měřena pouze síla (požadavek investora) při zatěžování kotevního prvku hydraulickým dutým lisem (obr. 8). Pro vlastní měření tahové reakce kotevního šroubu byl použit tenzometrický dutinový siloměr HBM typ C6A 200 (zatížitelnost 200 kN, citlivost 1 kN), zatížení bylo vyvozeno dutinovým hydraulickým válcem KGF H50-75 o celkové zatížitelnosti 500 kN při zdvihu válce 75 mm. Elektricky měřené veličiny byly snímány spojitě měřící ústřednou HBM Spider 8 při frekvenci ukládání 1 Hz, průběh zatěžování je uveden na obr. 9. Tak jako v předchozím případě byly zkouška délky kotevních šroubů a zkouška únosnosti doplněny zkouškami pevnosti základního materiálu, nedestruktivním ověřením polohy armokoše nosné konstrukce římsy, analýzou dostupných podkladů atd. Výsledky diagnostického průzkumu Po studiu podkladů a projektové dokumentace (PD) z doby výstavby a opravy mostu, doplněných o výsledky dílčích zkoušek diagnostického průzkumu, se dospělo k následujícím závěrům: Analýzou PD a dotčených předpisů platných v době opravy mostu bylo zjištěno, že v projektu i při vlastní stavbě došlo k některým nedostatkům. Co se týče PD, jedná se zejména o nedostatečnou tloušťku kotevního plechu sloupků svodidel. Při osazování svodidel pak byla zejména u levého mostu porušena základní technologická pravidla. Tím je Hloubka kotvení zkoušených kotev Počet kusů

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 Hloubka provedeného kotvení b [mm]

0,0 25,0

Směr STRAKONICE

Směr VOZNICE

50,0 75,0 100,0 125,0 150,0 175,0 200,0

28


❚

3/2010



100 90

80 70 4_A 4_C 5_A 5_B 7_B 7_C 7_D 6_A

síla [KN]

60

50 40

30 20

10 0

8

9

vážným způsobem ohrožena bezpečnost provozu na mostě. Jedná se zejména o: • Při kotvení některých svodidlových sloupků došlo k zásadní technologické nekázni – kotevní šrouby byly kráceny a nebyly dodrženy technologické požadavky dodavatele kotevního systému ohledně aplikace lepidla – nesoudržnost lepidla (dvousložková vinyluretanová pryskyřice) s betonem římsy či s povrchem kotvy. • Vyhodnocení měření délky kotev potvrdilo obavy zpracovatele průzkumu. U pravého mostu jsou výsledky celkem uspokojivé, ale u levého mostu jsou zjevně nevyhovující. Celkem 93 % šroubů s nedostatečnou kotevní délkou jednoznačně výrazně negativně ovlivňuje bezpečnost provozu na mostě. • Výsledky tahové zkoušky provedené u kotevních šroubů levého mostu potvrdily výsledky ostatních zkoušek a lze jednoznačně konstatovat, že kotvení sloupků svodidla do levé římsy levého mostu je zcela nedostatečné: - počet šroubů s nedostatečnou max. sílou (v porovnání s hodnotou požadovanou TP 128 – 70 kN): čtrnáct kusů, tj. cca 88 % zkoušených šroubů, - počet šroubů s nedostatečnou max. sílou (v porovnání s hodnotou garantovanou výrobcem – 90 kN): patnáct kusů, tj. cca 94 % zkoušených šroubů, - počet šroubů se samovolným uvolněním: osm kusů, tj. cca 50 % zkoušených šroubů.

0

10

20

30

40

50

60

70

80 90 čas [s]

100 110 120 130 140 150

Z ÁV Ě R

Příklady diagnostických průzkumů uskutečněných v průběhu roku 2009 na konstrukcích osazených chemickými kotvami prokázaly výhodnost použití navržených metod. Bohužel také prokázaly, že v případě nekvalitní práce zhotovitelské firmy se tyto kotvy mohou stát zdrojem vážných havárií (možný kolaps kolejové dráhy, vytržení svodidel při nárazu). Je tedy nutno se ve zvýšené míře zabývat kontrolní činností během zhotovování kotev a při přejímce staveb s kotvami. Nutná je zejména podrobná přejímka připravených kotevních otvorů před osazením kotev. Jako účinné by se jevila garance dodavatelů kotevního systému u každé konkrétní stavby a jejich spoluodpovědnost za vlastní návrh. Pokud jsou v rámci návrhu kotevního systému zohledněny veškeré požadavky dodavatele kotevních systémů, požadavky ČSN a všechny požadavky platných předpisů, lze konstatovat, že chemické kotvy jsou rozumným a dobrým řešením dodatečného kotvení do betonových konstrukcí. V praxi se velmi osvědčila zejména ultrazvuková metoda pro kontrolu délky zabudovaných kotev. Ukázala se jako velmi operativní a dostatečně přesná, takže její uplatnění při přejímce staveb s dodatečně osazovanými chemickými kotvami lze doporučit. Příspěvek vznikl v rámci řešení projektu GAČR 103/09/H085 a Výzkumného záměru MSM 021630519.

Dílčí závěr • S ohledem na výrazně nižší stupeň zadržení svodidel levého mostu bylo nezbytné okamžitě omezit maximální rychlost vozidel v úseku mostu. • Následně musí být provedena kompletní oprava záchytného systému tak, aby odpovídal stávajícím předpisům, které jsou platné v oboru pozemních komunikací.

Příspěvek na toto téma zazněl na konferenci Sanace 2010. Ing. Tomáš Míčka Pontex, spol. s r. o. Bezová 1658, 147 14 Praha 4-Braník tel.: 244 062 244, fax: 244 461 038, e-mail: [email protected] Prof. Ing. Leonard Hobst, CSc.

Obr. 5 Celkový pohled na most přes potok Voznice ❚ Fig. 5 General view of the bridge across the Voznice brook Obr. 6 Schéma měření kotevní délky soudržných kotevních systémů ❚ Fig. 6 Scheme of measuring the anchorage length of integrated anchoring systems Obr. 7 Výsledky ultrazvukové kontroly kotevních šroubů svodidel na mostním objektu ❚ Fig. 7 Results of ultrasonic check of anchorage screws of safety fences on the bridge Obr. 8 Pohled na použitou hydraulickou zatěžovací soustavu Fig. 8 View of the used hydraulic loading system

❚

Obr. 9 Grafický průběh zatěžování vybraných kotev ve směru Voznice ❚ Fig. 9 Graphic diagram of loading of selected anchors in the Voznice direction

3/2010

❚


Ing. Jaromír Láník

Ing. Martin Koudelka Ing. Lubomír Vítek, Ph.D. FAST VUT v Brně Ústav stavebního zkušebnictví Veveří 95, 602 00 Brno tel.: 541 147 801, fax: 543 215 642 e-mail: [email protected]

29



ZOSILŇOVANIE VALCOVITÝCH BETÓNOVÝCH KONŠTRUKCIÍ PREDPÄTÍM ❚ STRENGTHENING OF CYLINDRICAL CONCRETE STRUCTURES BY PRESTRESSING Juraj Bilčík, Milan Chandoga Zosilňovanie vonkajším predpätím je elegantná, účinná, trvanlivá a cenovo výhodná metóda na zosilňovanie rôznych betónových konštrukcií. Zvlášť výhodná je pre konštrukcie valcovitého tvaru, ako sú nádrže, silá, komíny a chladiace veže. Analýza príčin porúch a spôsob zosilnenia sú prezentované na príklade komína a vyhnívacej nádrže. ❚

The external post-tensioning is

an elegant, powerful, durable and cost effective method of strengthening a great variety of concrete structures. It is especially advantageous for cylindrical structures as reservoirs, silos, chimneys and cooling towers. Analysis of failures and strengthening methods are presented on a chimney and sludge digester.

Spoločným znakom valcovitých konštrukcií ako sú nádrže, silá, komíny a chladiace veže je veľký pomer medzi plochou vystavenou obklopujúcemu prostrediu a prierezovými rozmermi. Vzhľadom na charakter a využívanie týchto konštrukcií je ich spoľahlivosť, tzn. bezpečnosť, používateľnosť a trvanlivosť, najviac ohrozená objemovými zmenami od teplotných účinkov, koróziou betónu a výstuže. U nádrží sa často vyskytuje aj poddimenzovanie stien, čo je príčina vzniku a rozvoja zvislých trhlín. Tieto môžu spôsobiť čiastočnú alebo úplnú stratu schopnosti prvku alebo konštrukcie plniť požadované funkcie. Z O S I L Ň O VA N I E 1 5 0 M K O M Í N A

Komíny, podobne ako chladiace veže, patria ku konštrukciám, ktoré sú zaťažené predovšetkým vlastnou tiažou, vetrom, seizmicitou a účinkami objemových zmien. Na rozdiel od chladiacich veží je v betónovom drieku komí-

na väčší teplotný spád, vyvolaný vysokou teplotou odvádzaných spalín (do 300 °C). Aj keď betónový driek je z vnútornej strany chránený ochranným puzdrom, možno na komínoch pozorovať vznik a rozvoj trhlín od teplotného spádu. Vyznačujú sa nasledovnými spoločnými znakmi: zvislý priebeh, malé množstvo, veľké dĺžky. Príčinou vzniku týchto trhlín je vodorovne pôsobiace ohybovo-ťahové namáhanie betónového drieku komína od rozdielu teplôt na vonkajšom a vnútornom povrchu. V zimnom období, keď spád teplôt pri prevádzke komína možno zapísať v tvare Ti >> Te (obr. 1, rez A-A), vznikajú zvislé trhliny na vonkajšom povrchu. Ak je komín mimo prevádzky, dochádza za slnečného počasia k obrátenému spádu teplôt (Ti < Te), ktorý vyvoláva ťahové napätia na vnútornej strane drieku, ktorá často vôbec nie je vystužená, čo vedie k vzniku menšieho množstva širokých trhlín (obr. 1, rez B-B). Vzniku týchto trhlín sa dá ťažko vyhnúť. Ak ich šírka a napätie vo výstuži neprekročia určité limitné hodnoty, väčšinou nie je ohrozená bezpečnosť a používateľnosť komína. V každom prípade majú nepriaznivý vplyv na trvanlivosť. Železobetónový driek komína je vystavený stupňom prostrediu XC4, XF3, XA1 [1]. Pre prostredie XC4 odporúča EN 1992-1-1 [2] maximálnu šírku trhlín 0,3 mm. ČSN 73 4111 [3] pripúšťa, od teplotných účinkov, najväčšiu šírku trhlín 0,2 mm. Šírku zvislých trhlín a veľkosť napätia výstuže v trhline možno kontrolovať druhom, množstvom, priemerom a tvarom povrchu vodorovnej prsten-

covej výstuže. Navyše sú ovplyvnené aj pevnosťou betónu, hrúbkou steny a krycej vrstvy. V tab. 1 je uvedený prehľad o vývoji požiadaviek na minimálny stupeň vystuženia komínov vodorovnou prstencovou výstužou v zahraničných normových predpisoch. Tab. 1 Min. stupeň vystuženia betónového komína vodorovnou výstužou [4] ❚ Tab. 1 Minimal horizontal reinforcement ratio for concrete chimneys

Predpis

Rok vydania

DIN 1056 ACI 307 DIN 1056 ACI 307 CICIND DIN 1056

1959 1969 1969 2008 1984 1984

Min. stupeň vystuženia [%] vnútorný vonkajší povrch povrch 0,15 0,2 0,1 0,15 0,1 0,1 0,1 0,1 0,2 0,2

Hodnoty v tabuľke dokumentujú narastajúci význam prstencovej výstuže so stupňom poznania účinkov objemových zmien a sú reakciou na široké zvislé trhliny v starších komínoch: • DIN 1056 zvýšením minimálnej plochy výstuže z 0,15 na 0,4 %, • ACI 307 rozdelením výstuže k obom povrchom a ohraničením max. napätia zvislej a vodorovnej výstuže. Vzhľadom na nedostatočné vystuženie drieku komínov vodorovnou výstužou pri vonkajšom povrchu a častú absenciu výstuže pri vnútornom povrchu, vznikajú široké zvislé trhliny. Ak je napätie vo vodorovnej výstuži väčšie, ako medza klzu použitej ocele, dochádza k plastickému pretváraniu výstuže v trhline a s tým spojenému zväčšovaniu šírky trhlín. Ak sa uváži zároveň prebiehajúca korózia výstuže v trhline, Obr. 1 Vznik zvislých trhlín v drieku komína od teplotného spádu ❚ Fig. 1 Formation of vertical temperature cracks in chimney shaft Obr. 2 Priebeh a šírka trhlín na rozvinutom povrchu drieku komína, porovnanie skutočnej, projektovanej a potrebnej plochy vodorovnej výstuže ❚ Fig. 2 Crack pattern and width in outside of shaft, existing, designed and required horizontal reinforcement Obr. 3 Pohľad na a) porušený a b) sanovaný driek komína počas predpínania ❚ Fig. 3 a) The damaged and b) repaired chimney shaf during the prestressing operation

1

30


❚

3/2010



SKUTOČNÁ PLOCHA VODOROVNEJ VÝSTUŽE PROJEKTOVANÁ POTŘEBNÁ

• Aktívne zosilnenie – vonkajším pred-

2

je veľmi pravdepodobné, že v priebehu niekoľkých rokov dôjde, narastajúcou šírkou trhlín, k rozdeleniu prstencového prierezu drieku komína na niekoľko viac-menej samostatne pôsobiacich segmentov. Trhliny prechádzajúce cez celú hrúbku drieku vyvolávajú podstatne nepriaznivejšie rozdelenie zvislých napätí a nárast priehybu komína od účinkov vodorovného zaťaženia. Betónový komín vysoký 150 m je v prevádzke od roku 1963. Železobetónový driek má v dolnej časti priemer 10,95 m a hrúbku 585 mm, na hornom okraji priemer 6,84 m a hrúbku 180 mm. Skutočný stupeň vystuženia drieku vodorovnou prstencovou výstužou pri vonkajšom povrchu, zistený profometrom Proceq SA, sa pohyboval po výške komína od 0,1 do 0,21 %. Vnútorný povrch je podľa projektovej dokumentácie bez výstuže. Teplota komínom odvádzaných neodsírených plynov bola 175 ± 15 °C. V roku 1994 boli na drieku zaznamenané zvislé trhliny, ktoré dosahovali dĺžku niekoľkých metrov až desiatok metrov a šírku 0,2 až 1,8 mm. Pri dlhodobom sledovaní dynamiky šírky trhlín bolo zistené, že ich šírka sa postupne zväčšuje. Ako ukázal výpočet, tento stav je následok plastického pretvárania výstuže v mieste trhlín, v dôsledku poddimenzovania vodorovnej výstuže drieku komína, ktorá je namáhaná za medzou klzu. Počas prehliadky v roku 2001 boli na drieku zaznamenané zvislé trhliny šírky 0,3 až 3 mm (obr. 2). Na základe týchto skutočností bolo odporúčané zosilnenie drieku komína, ktoré by stabilizovalo šírku jestvu3/2010

❚

júcich a zabránilo tvorbe nových trhlín. Kritériom návrhu výstuže potrebnej na zosilnenie komína bolo dosiahnutie takého stavu napätia, pri ktorom od teplotného zaťaženia neprekročí šírka trhlín 0,3 mm a napätie v betonárskej výstuži charakteristickú medzu klzu fyk = 400 MPa. Návrh zosilnenia sa robil v dvoch alternatívach: • Pasívne zosilnenie – uhlíkovými lamelami s rozmermi 60 x 1,4 mm s modulom pružnosti El = 210 GPa v dolnej časti komína, resp. s rozmermi 50 x 1,2 mm s modulom pružnosti El = 165 GPa v hornej časti komína, s osovou vzdialenosťou 400 mm. 3a


pätím pomocou nesúdržných lán Monostrand ∅Ls 15,5 mm/1 600 MPa, s osovou vzdialenosťou 300 až 400 mm [5]. Po posúdení oboch alternatív [6] bolo jednoznačne odporučené zosilniť driek komína vonkajšími predpínacími lanami. Po sanácii zvislých trhlín komína sa predpätím lán vnieslo do drieku komína dostatočne veľké tlakové napätie, ktoré pokrylo všetky ťahové účinky klimatického a prevádzkového zaťaženia. Celkovo bolo po výške drieku komína od +17,5 do +132,5 m rozmiestnených 310 kusov lán. Na montáž a predpínanie lán sa použilo prekladacie konzolové lešenie. Laná sa predpínali jednostranne, v dvoch etapách. V prvej etape sa laná vyrovnali pri sile 71 kN a následne dopli na konečnú silu 180 kN. Laná boli striedavo kotvené do zvislých kotevných rebier, umiestnených na dvoch protiľahlých stranách drieku. Kotevné rebrá z oceľových valcovaných profilov tvaru U sú v mieste kotvenia zosilnené privarenými výstuhami. Z O S I L Ň O VA N I E V Y H N Í VA C Í C H NÁDRŽÍ

V posledných rokoch bol zaznamenaný neúmerne veľký počet porúch nádrží, ktoré spôsobujú problémy pri ich prevádzke a trvanlivosti. Väčšina porúch sa týkala nádrží vyšších ako 6 m a boli zavinené poddimenzovaním ťahom namáhanej železobetónovej steny. Zvislé trhliny sa pri skúške vodotesnos3b

31


4a


4b

ti [7] objavili už od 6 m vodného stĺpca (obr. 5). Z dôvodov životnosti konštrukcie, resp. ochrany životného prostredia, či obsahu nádrže sa nepripúšťa alebo limituje únik látok z a do nádrže. Priesaky sa prejavujú na povrchu ohraničujúcich konštrukcií: • vlhkým alebo lesklým povrchom, • rosením vody, • únikom vody v kvapkách, • sústredeným únikom. Z hľadiska veľkosti plochy priesakov sa rozlišujú plošné priesaky alebo miestne výrony, najčastejšie líniové. Príčinou plošných priesakov je prie-

5a

pustnosť betónu. Lokálne výrony vznikajú v miestach: • širokých trhlín, • pracovných a dilatačných škár, • lokálnych porúch betónu (napr. štrkové hniezda), • potrubných prestupov. Vodonepriepustnosť betónu je ohrozená predovšetkým trhlinami prechádzajúcimi cez celý prierez (deliace trhliny). Kým ČSN 73 1209 [8] pripúšťala pre vodonepriepustné betónové konštrukcie iba čiastočné trhliny, tak EN 1992-3 [9] pripúšťa pre nádrže aj deliace trhliny. Je to dôsledok overené-

5b

32

ho samoutesňovania trhlín, ak sú preto vytvorené priaznivé podmienky. Prípustné šírky deliacich trhlín sú uvedené v tab. 2. Tab. 2 Limitné šírky trhlín pre vodonepriepustné konštrukcie [10] ❚ Tab. 2 Limits on crack widths for watertight structures

Hydraulický spád výška vody hrúbka steny do 10 11 až 20 21 až 30 31 až 40

i =

Prípustná stredná šírka trhliny wm [mm] 0,20 0,15 0,10 0,05

Z hľadiska dynamiky šírky trhlín sa rozlišujú aktívne trhliny, ktoré menia šírku (od vplyvu zaťaženia, zmeny teploty apod.) a pasívne trhliny, ktoré majú konštantnú šírku. Samoutesnenie trhlín je reálne iba u pasívnych trhlín. Keďže sa hladina vody (kalu) v nádržiach neustále mení, je zrejmé, že zvislé trhliny v stenách nádrží majú charakter aktívnych trhlín a samoutesnenie nezabezpečí ich vodonepriepustnosť. Osobitnú kategóriu tvoria vyhnívacie nádrže – tzv. reaktory (obr. 4a). Aby došlo ku kvasnému procesu, musia byť v našich klimatických podmienkach reaktory zateplené a opláštené. Dokonalá tesnosť steny je zárukou, že výbušný metán, ako produkt kvasenia, sa nebude zhromažďovať medzi plášťom a betónovou konštrukciou a pri kritickej koncentrácii nedôjde k samovznieteniu. Pre tieto konštrukcie je akákoľvek netesnosť nežiaduca. BETON • technologie • konstrukce • sanace

❚

3/2010



6b

6a

V nedávnej minulosti boli zosilnené viaceré vyhnívacie nádrže ČOV na Slovensku [11] i v Čechách. Pri skúške vodonepriepustnosti vyhnívacích nádrží v Bratislave-Petržalke, s objemom 3 5 200 m , vznikli od tlaku vody v stene nádrže zvislé trhliny (obr. 5). Líniové priesaky v trhlinách a pracovných škárach viedli k záveru, že nádrže nevyhovujú medznému stavu používateľnosti. Pri overovaní sa ukázalo, že navrhnutá železobetónová stena hrúbky 800 mm je schopná, bez vzniku trhlín, preniesť tlak vody zodpovedajúci výške vody približne 8 m. Stena bola pre výšku 21,6 m poddimenzovaná (obr. 4a). Ako optimálne riešenie na zosilnenie steny nádrže sa ukázalo dodatočné predpätie nádrže prstencovými predpínacími lanami, ktoré vniesli tlakové napätie potrebné na uzavretie zvislých trhlín, s dostatočnou tlakovou rezervou pre zmeny zaťaženia. Na tento účel sa použili laná ∅Lp 15,5 – 1 800 MPa bez súdržnosti (Monostrand) (obr. 6). Rozmiestnenie lán po výške steny je znázornené na obr. 4b. Na zosilňovanie a utesnenie vyhnívacích nádrží boli na Slovensku použité iba predpínacie laná, kým v Čechách sa použila kombinácia predpínacích lán a CFRP lamiel. Pri sanáciách nádrží ČOV realizovaných firmou Projstar PK, s. r. o., na Slovensku boli vypracované aj alternatívy s pasívnym zosilnením. Cena pasívneho zosilnenia bola o 60 až 100 % vyššia. Bolo by zaujímavé porovnanie účinnosti a nákladov oboch alternatív zosilnenia v Čechách. 3/2010

❚

Obr. 4 a) Schéma vyhnívacej nádrže, b) rozmiestnenie predpínacích lán po výške steny ❚ Fig. 4 a) Scheme of a waste water reservoir, b) arrangement of prestressing tendons on the wall height Obr. 5 a) Nádrž po skúške vodotesnosti, b) po dodatočnom predpätí ❚ Fig.5 a) Sludge digester wall after watertightness test, b) after prestressing Obr. 6a, b Detaily a diely kotvenia lán Monostrand ❚ Fig. 6a, b Anchor Monostrand tendon details and components

Z uvedeného je zrejmé, že železobetónové nádrže navrhnuté na medzný stav vzniku trhlín sú použiteľné iba pre nízke nádrže. Pre vyhnívacie nádrže väčších objemov treba použiť predpätý betón a tomu prispôsobiť aj tvar nádrže. Namiesto klasického valcovitého tvaru je vhodné vytvoriť škrupinu s krivosťou vo zvislom aj vodorovnom smere, čomu vyhovuje napríklad vajcovitý tvar s predpätím v oboch smeroch. Z ÁV E R

Účinky zaťaženia, ale aj objemových zmien, najmä zmeny teploty alebo veľký teplotný spád v betónových konštrukciách často spôsobujú vznik aktívnych trhlín. Nedostatočné vystuženie vedie k plastickému pretváraniu výstuže v trhline a ich nadmerným šírkam. Vonkajšie predpätie je účinný spôsob na dodatočné zosilňovanie a utesnenie deliacich trhlín v betónových konštrukciách. Zvlášť výhodné je jeho použitie v betónových konštrukciách valcovitého tvaru, kde vyvolávajú iba tlakové napätia. Výhodou použitia lán Monostrand je nielen spoľahlivá protikorózna ochrana


Literatúra: [1] ČSN 206-1: 2000: Beton – Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda [2] EN 1992-1-1: 2004: Design of concrete structures – Part 1-1: General rules and rules for buildings [3] ČSN 73 4111:1961: Vysoké komíny železobetonové [4] Noakowski P, Schäfer H. G.: Rissbildung in Turmschäften, VGB Kraftwerks-technik,1992, Heft 9, str. 823–831 [5] Chandoga M., Bilčík J., Čerňanský L.: Rehabilitation of 150 m ENO Nováky Chimney. In: Proceedings of the 2nd fib Congress, Naples, Italy, pp. 410–411, CD 8 pp. June 2006 [6] Bilčík J., Halvoník J., Ďuriš D.: Posúdenie stavu a podklady pre opravu vonkajšieho drieku 150 m komína ENO, 2001, 52 str. [7] Chandoga M. a kol.: Sanácia železobetónových nádrží ČOV Petržalka, Inžinierske stavby 8-9, ročník 47, 1999 [8] ČSN 73 1209: 1985: Vodostavebný betón [9] EN 1992-3: 2006: Design of concrete structures – Part 3: Liquid retaining and continment structures [10] Meichsner H.: Über die Selbsdichtung von Trennrissen in Beton, Beton und Stahlbetonbau, 1992, č. 4, str. 95–99 [11] Chandoga M.: Zosilňovanie železobetónových valcových nádrží ČOV vonkajším predpätím. Zborník prednášok „Betonárske dni 2006“, STU Bratislava, str. 311–318, 2006

oceľových lán, ale aj výrazné zmenšenie strát od trenia (μ = 0,05) oproti klasickým injektovaným káblom (μ = 0,2 až 0,35). Týmto spôsobom sa podarilo uzavrieť zvislé trhliny v stenách vyhnívacích nádrží a zabezpečiť ich vodonepriepustnosť a plynotesnosť. Pozitívne skúsenosti s nádržami povzbudili autorov k použitiu predpínacích lán na zosilnenie komína. Podľa dostupných informácií sa jednalo o prvú aplikáciu nesúdržných predpínacích lán na komínovom objekte. Text článku byl posouzen odborným lektorem. Prof. Ing. Juraj Bilčík, CSc. e-mail: [email protected] tel.: +421 259 274 546 Doc. Ing. Milan Chandoga, CSc. e-mail: [email protected] tel.: +421 259 274 549 oba: Katedra betónových konštrukcií a mostov Stavebná fakulta STU Bratislava Radlinského 11, 813 68 Bratislava

33



OCHRANA BETONU V ČISTÍRNÁCH ODPADNÍCH VOD ❚ PROTECTION OF CONCRETE IN WASTEWATER TREATMENT PLANTS Tomáš Plicka Cílem článku je shrnout a popsat požadavky na ochranné systémy v trvalém styku s odpadní vodou, představit výhody minerálních ochranných systémů, které těmto požadavkům s technickou rezervou spolehlivě vyhoví, a podělit se s Vámi o jejich prokázanou dlouhodobou odolnost agresivnímu prostředí odpadních vod deklarovanou nezávislými studiemi zkušebních ústavů. ❚

This paper is aimed to summarize

and briefly describe requirements for protection systems in permanent contact with wastewater. Further, it seeks to introduce advantages of mineral protection systems, which can meet these demands with a technical reserve reliably. Finally, the author highlights their proven longterm resistance to aggressive environment of wastewater declared by independent studies of testing institutes.

BETONOVÉ KONSTRUKCE V P R O S T Ř E D Í O D PA D N Í C H V O D

Beton je bezpochyby hlavní stavební materiál minulého a také tohoto století. Má vysokou životnost, lehce se tvaruje a je cenově výhodný. 70 % poválečných staveb je postaveno z betonu. Také u stavebních konstrukcí v oblasti odpadních vod je beton nejvíce používaný stavební materiál, bez kterého by nebylo možné zkonstruovat čistírny odpadních vod (ČOV) tak, jak je známe dnes. Všeobecně platí, že pokud je beton vyroben, uložen, zhutněn a ošetřován „podle norem“, lze jej označit za „těsný“ stavební materiál s dlouhou životností. Beton je ale v prostředí odpadních vod vystaven celé řadě vlivů a působení, např. rozpouštějící vlivy (zatížení kyselinami), zvětšování objemu a vnitřní pnutí v betonu (síranová koroze), biologické vlivy, mechanické působení (oděr, kluzné valivé namáhání), fyzikální působení (mráz), koroze a působení na ocelovou výztuž (karbonatace, důlková koroze způsobená chloridy). Navíc odpadní voda na ČOV dosahuje v celé řadě kritické hodnoty pH-faktoru prostředí, tj. hodnot pod pH-faktor 5, kdy beton není schopen trvale tomuto zatížení odolávat. Faktem je, že beton je pórovitý a propustný materiál a jeho odpor a necitlivost vůči vlivům životního prostředí závisí na jedné straně na druhu a intenzitě působení prostředí a na druhé straně na jeho vlastnostech. 34

Prakticky všechny podstatné destrukční jevy probíhající v betonu nebo na jeho povrchu mají co do činění s transportními procesy. Rozhodující roli přitom hraje transport vody. Voda však není jen transportním médiem škodlivých látek, nýbrž se také účastní reakce prakticky u všech škodlivých procesů. Kdyby se tedy podařilo zabránit pronikání vody do betonu, v důsledku toho by bylo možné zamezit téměř všem škodlivým procesům. Jak působí póry, jejich velikost a celková pórovitost betonové struktury? Absorpce vody stavebními materiály může probíhat pouze přes póry, přitom rozhodující vliv má celkový objem pórů (pórovitost). To platí vedle absorpce vody zvláště pro s tím spojenou absorpci škodlivých látek. Rozhodující význam v celkové pórovitosti přitom představují geometrie pórů a rozdělení velikosti pórů. Póry se rozlišují podle jejich geometrického tvaru a mluvíme např. o vsakovacích pórech, průchozích pórech, pórech s úzkým hrdlem, uzavřených pórech, spojovacích pórech, vzduchových pórech a pórech vzniklých při zhutnění. Vsakovací póry např. mohou být plněny vodou jen podmíněně, jelikož v pórech je vzduch vytvářející protitlak, který zabraňuje dalšímu pronikání vody. Uzavřené póry jsou v zásadě přístupné pouze pro vodní páru a jsou důležité pro difúzní otevřenost systému vůči průniku vodních par. Nejmenší póry jsou póry gelo-9 vé s velikostí 10 m, které jsou z hlediska transportních procesů bezpečné, neboť neumožňují transport. Průcho-6 zí póry (kapilární póry s velikostí 10 m) se plní vodou nejlépe a tudíž jsou v nejvyšší míře odpovědné za transportní -4 jevy. Mikropóry (10 m) a póry vznik-2 lé od zhutnění (10 m) lze z tohoto pohledu již považovat za „transportní dál-

nice“ pro škodlivé látky. Důsledkem všech těchto popsaných jevů je fakt, že sanace betonů v oblasti odpadních vod a jejich trvalá ochrana je nevyhnutelným procesem. OCHRANA POVRCHŮ

V zásadě existují dvě možné cesty. Je možné používat vysoce kvalitní betony bez dodatečné povrchové ochrany, které jsou dlouhodobě odolné prostředí do pH 3,5, odolné vůči chloridům a jsou vyrobeny s co nejnižší možnou pórovitostí. Co je pro tyto betony kritické je biogenní koroze kyseliny sírové (BSK), probíhající v uzavřených nádržích odpadních vod, kdy v prostoru nad hladinou odpadní vody oxiduje sirovodík na kyselinu sírovou a prostředí dosahuje hodnot pH 1 až 2. Zde se dají pro ochranu betonů používat speciální silikátové systémy, např. systém Konusit. Další možností je konstrukce z normálního betonu opatřit sekundární povrchovou ochranou a použít buď systémy organické na bázi reakčních pryskyřic nebo anorganické na bázi minerální. Naše řešení je již desítky let aplikace minerálních silnovrstvých ochranných systémů s vyváženou křivkou zrnitosti, velmi nízkou pórovitostí a maximální možnou odolností. Použití minerálních systémů v zařízeních pro zpracování odpadních vod vykazuje ve srovnání s ochrannými systémy na bázi epoxidových nebo polyuretanových pryskyřic značné výhody (tab. 1). OCHRANNÝ SYSTÉM

Již více než dvacet let se používá pro ochranu betonů v oblasti odpadních vod ochranný systém MC-RIM. Jedná se o cementem pojený minerální ochranný systém s vysokou odolností vůči síranům pro ochranu vertikálních a stropních ploch, v posledních letech doplněný

Tab. 1 Srovnání minerálních systémů pojených cementem s ochrannými systémy na bázi epoxidových nebo polyuretanových pryskyřic při použití v zařízeních pro zpracování odpadních vod ❚ Tab. 1 Comparison of mineral cement-bonded systems with protective systems based on epoxide or polyurethane resins when used in facilities for wastewater treatment

Minerální systémy pojené cementem otevřené difúzi vodních par žádné riziko osmózy zpětné provlhnutí není problematické zbytková vlhkost podkladu není kritická mechanická odolnost

Systémy na bázi reakčních pryskyřic uzavřené difúzi vodních par ohrožené osmózou ztráta přídržnosti při zpětném provlhnutí zohlednění zbytkové vlhkosti podkladu je nutností bez mechanické odolnosti


❚

3/2010


Relativní poměr pórů [%]


2 Obr. 1 Rozdělení poloměrů pórů ochranného systému ❚ Fig.1 Division of radiuses of pores of the protective system Poloměr pórů [μm]

1

o variantu MC-RIM H pro ochranu vodorovných a mírně skloněných ploch. Ochranné systémy ale v žádném případě nesmí přejímat konstrukční úkoly betonu, jejich úkolem je chránit beton před pronikáním škodlivých látek rozpuštěných ve vodě. To znamená, že u sanovaných stávajících konstrukcí je v případě potřeby nutno původní degradované vrstvy betonu nejprve nahradit reprofilačními systémy. V oblasti odpadních vod speciálními reprofilačními systémy na bázi cementů bez obsahu trikalciumaluminátu (C3A), které jsou odolné síranům rozpuštěným v odpadní vodě nebo síranům v podkladním kontaminovaném betonu a spolehlivě chrání nosnou konstrukci před síranovou korozí, na rozdíl od běžných reprofilačních systémů. VLASTNOSTI OCHRANNÉHO SYSTÉMU

Ochranný systém je: • odolný proti velmi silně agresivním vodám a půdě dle ČSN EN 206, tab. 2 pro expoziční třídy XA1 – XA3; • dlouhodobě odolný v prostředí od pH 3,5 (hranice u XA3 je 4) do pH 14; • vodonepropustný dle DIN 1048 do vodního tlaku 5 bar, tj. 50 m vodního sloupce; • jeho celková pórovitost po 28 dnech dosahuje hodnot 4,2 objem. % – viz obr. 1 rozdělení pórů s vyznačenou kritickou hranicí velikosti pórů 0,1 μm; • difúzně otevřený pro vodní páry s difúzním odporem 2,4 m; • difúzně uzavřený vůči prostupu CO2 s difúzním odporem 60 m (v tloušťce vrstvy 10 mm) a tím zpomaluje proces karbonatace betonu; 3/2010

❚

Obr. 2 Strojní nanášení systému the system

• vysoce odolný síranům, neboť pojivem

je cement bez obsahu C3A; • vysoká těsnost vůči chloridům (migrace chloridů) s migračním koefi-12 m2/s. Pro srovcientem 1,23 . 10 nání: normální beton s CEM I 42,5 R a vodním součinitelem 0,5 vykazuje koeficient migrace chloridů -12 2 15,8 . 10 m /s, vysoce výkonný beton (CEM I 42,5 R s mikrosilikou (k = 2), efektivní vodní součinitel 0,4) -12 2 vykazuje 4,8 . 10 m /s. To znamená, že uvedený ochranný systém vykazuje minimálně čtyřnásobně vyšší odpor proti pronikání chloridů než uvedený vysoce výkonný beton. Systém je možné nanášet buď ručně (u malých ploch) nebo strojně technologií mokrého torkretu (obr. 2). Ochranný systém je možné použít prakticky pro všechny betonové konstrukce na ČOV ve styku s odpadní vodou (předčišťovací nádrže, lapáky písku/lapáky tuků, šneková čerpadla, provzdušňovací nádrže, dosazovací nádrže, zahušťovače kalů, vyhnívací věže a nádrže, vstupní a výstupní objekty, záchytné nádrže na dešťovou vodu a havarijní nádrže). T R VA N L I V O S T O C H R A N N É H O SYSTÉMU

Základní otázkou, velice často kladenou všemi zainteresovanými, od investorů a správců, přes projektanty až po samotné realizační firmy, je odolnost a životnost ochranných systémů v agresivním prostředí odpadních vod. Je to 5, 10, 15 let nebo snad ještě déle? Adekvátní odpověď Vám ale může dát jen ten, kdo své systémy používá úspěšně již řadu let, a také ten, kdo může


❚

Fig. 2

Mechanical application of

svá tvrzení doložit nezávislými studiemi a zkoumáním těchto systémů na provozovaných objektech. Jiná odpověď je čistým „věštěním ze skleněné koule“. Následuje popis tří studií, při kterých byl posuzován ochranný systém MC-RIM po 13 až 14letém namáhání. PROJEKT VIERNHEIM

Jedná se o nezávislou studii, průzkum ochranného systému po 13letém namáhání, kterou v roce 2008 zpracovala MBF – Gesellschaft für Materialprüfung und Baustofforschung mbH (společnost pro zkoušení materiálů a výzkum stavebních hmot) v Berlíně. Iniciátorem studie byla společnost MC-Bauchemie v Německu. Zadání úkolu V německém městě Viernheim mají na místní ČOV přepadovou nádrž na dešťovou vodu a zároveň havarijní nádrž rozměrů: délka 61 m; šířka 19,5 m; výška 6,8 m. Slouží jako vyrovnávací nádrž u přepadu kanalizace a jako vyrovnávací nádrž k dočasnému pojmutí kontaminovaných kapalin (např. směsi olejů, kyseliny, benzínu apod.). Důvodem stavebního zásahu/sanace v roce 1995 byla sanace betonu a provedení profylaktické ochrany betonové podzemní stavby. Dalším požadavkem byla preventivní ochrana pro případ havárie ve sběrném území města Viernheim. Nanesený ochranný povlak měl tedy chránit beton stavebního díla před škodlivými vlivy z nejrůznějších znečištěných vod a přitom měl své ochranné vlastnosti měnit jen nevýznamně. Očekávala se pokud možno vysoká životnost. 35

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ Tab. 2 Tab. 2

Odtrhová pevnost betonu ❚ Separation strength of concrete

Naměřené hodnoty [N/mm²] 1,4 3,1 3,2 2,5 1,1 2,9 3,1 1,6

M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y Tab. 4 Stanovení anionů v nosném betonu in structural concrete

Vzhled odtrhu

Ion

povrch betonu v betonu v betonu v betonu v ochranném systému v betonu v betonu v betonu

chlorid dusitan dusičnan síran

Tab. 3 Výsledky odtrhových zkoušek ❚ Tab. 3 Results of separation tests

Naměřené hodnoty [N/mm²] 1,5 1,8 2,4 1,5

Vzhled odtrhu na povrchu ochranné vrstvy v betonu v betonu na povrchu ochranné vrstvy

K posouzení trvanlivosti a životnosti byly v roce 2008 provedeny průzkumy konstrukce a četné průzkumy na vrtných jádrech v laboratořích. Výsledky jsou zdokumentovány v protokolu č. 105/08 (MBF Berlín). Rozsah průzkumu: • stanovení odtrhové pevnosti, • stanovení hloubky karbonatace, • průzkumy stereomikroskopem a polarizačním mikroskopem (posouzení matrice), • elektronová rastrová mikroskopie (REM), • analýza prvků (metoda EDAX). Výsledky zkoušek – výběr Zadavatel studie odebral osm jádrových vývrtů a vzorků pro odtrhovou pevnost z různých míst nádrže. Výsledky jsou uvedeny v tab. 2. Pro stanovení hloubky karbonatace byl použit indikátorový roztok fenolftalein. Zkušební plochy vrtných jader byly odříznuty a asi po dobu pěti minut sušeny. Na čerstvou dělící plochu byl nastříkán roztok indikátoru fenolftaleinu, který se při hodnotách pH < 9 nezbarví, při pH > 9 má růžové či fialové zbarvení. Hloubka karbonatace byla u všech zkoumaných vzorků stanovena v rozmezí 1 až 2 mm. Mikroskopická zkoumání nábrusů ukázala hustou, pevnou minerální matrici s homogenně rozdělenými drobnými minerálními příměsmi. Další zkoumání pomocí REM a EDAX navíc ukázalo, že póry matrice jsou jak na vzorcích odebraných přímo z nádrže, tak i na nových referenčních vzorcích vyrobených pro porovnání vyplněny nespotřebovaným hydroxidem vápenatým. 36

Obsah chloridů (rozklad kyseliny dusičné) Obsah síranů (rozklad kyseliny chlorovodíkové)

Tab. 4

Determination of anions

Oblast dlouhodobě pod vodou – hloubka profilu 0–10 mm [hmot. %] 0,016 0,004 0,015 0,098

Tab. 5 Stanovení obsahu síranů a chloridů of sulphates and chlorides

Analýza

❚

Číslo jádrového vývrtu 2 9 4–1 2 3 7 9 4–1

Výsledky stanovení pórovitosti a zde pak speciálně rozdělení poloměru pórů v rozsahu malých pórů jsou v korelaci s mikroskopickou, tj. vizuálně stanovitelnou těsností. Závěry studie, vyhodnocení Z výsledků lze odvodit závěr, že třináct let provozu přepadové dešťové nádrže plněné různými druhy vod v nejrůznějších intervalech nezpůsobilo žádnou změnu vlastností ochranné vrstvy. Proto lze usoudit, že tyto vlastnosti při dalším provozu za srovnatelných podmínek zůstanou zachovány nejméně dalších 20 let. PROJEKT ARA „MOOS“ AMRISWILL

Jedná se o nezávislou studii, průzkum ochranného systému po 14letém namáhání, kterou v roce 2008 zpracovala firma LPM AG – Labor für Prüfung und Materialtechnologie (Laboratoř pro zkoušení a technologie materiálů) ve Švýcarsku. Iniciátorem studie byla společnost MC-Bauchemie v Německu. Zadání úkolu V tomto případě se jednalo o aktivační nádrž kalu na místní ČOV. Plochy stěn aktivační nádrže kalu, aerobní části ARA „Moos“ Amriswill, byly v roce 1994 pro ochranu železobetonové konstrukce opatřeny vrstvou ochranného systému. K posouzení stavu kvality naneseného povlaku a jeho ochranné funkce po cca čtrnácti letech používání byly na povlaku ochranného systému a na betonu provedeny různé průzkumy. V létě 2008 bylo k posouzení ochranné vrstvy vyjmuto dvanáct vrtných jader z části nad vodou, oblasti kolísavé hladiny vody

❚

Tab. 5

Determination of the content

Stavební díl Stěna dole Stěna nahoře Deska dna Stěna dole Stěna nahoře Deska dna

Hmotnostní podíl [%] 0,02 0,01 0,02 1,44 0,71 1,59 0,55 1,41

a oblasti trvale pod hladinou vody. Pro srovnání byly zároveň prověřeny původní vzorky ochranné vrstvy. Rozsah průzkumu: • zkoušky odtrhových pevností, • stanovení anionů v nosném betonu uvolněním horké vody, • posouzení mikroskopické struktury na tenkých výbrusech, • stanovení hloubky karbonatace. Výsledky zkoušek – výběr Zadavatel studie odebral dvanáct jádrových vývrtů a vzorků pro odtrhovou pevnost z různých míst nádrže. Naměřené hodnoty viz tab. 3 a 4. Závěry studie, vyhodnocení Celkově se zkoumané vzorky vrstvy ochranného systému vyznačují dobrou jakostí i po čtrnácti letech provozu. Chemické stanovení anionů v povrchu nosného betonu – nebyly přitom zjištěny žádné zvýšené hodnoty chloridů, nitrátů, nitridů ani sulfátů – potvrzuje ochrannou funkci použitého systému pro nosný beton v plném rozsahu. Naměřené hloubky karbonatace v betonu max. 1 mm jsou další indicií pro nedotčenou ochrannou funkci povlaku. Lze předpokládat, že ochranná funkce zůstane při stávajícím způsobu provozu zachována ještě dalších 14 let. PROJEKT ČOV DRÁŽĎANY KADITZ

Jedná se o nezávislou studii, průzkum ochranného systému po 13letém namáhání, kterou v roce 2006 provedla HTW – Hochschule für Technik und Wirtschaft Dresden (Vysoká škola technická a hospodářská Drážďany). Iniciá-


❚

3/2010



torem studie nebyla v tomto případě společnost MC-Bauchemie, ale přímo město Drážďany. O to jsou závěry této studie pro nás důležitější. Zadání úkolu V souvislosti s plánováním změny provozní technologie na čističce odpadních vod Drážďany-Kaditz bylo zapotřebí posoudit stavební stav jednotlivých nádrží zahušťování kalu. Průzkum konstrukce zahušťovače kalu B 0202 A z roku 1995 měl poskytnout informace o stavebním stavu, včetně ochranného systému, a z nich odvodit doporučení k sanačním opatřením. Rozsah průzkumu: • zjištění hloubky karbonatace betonu, • stanovení pevnosti betonu v tlaku, • zkoušky odtrhové pevnosti povrchu, • stanovení obsahu chloridů, • stanovení obsahu síranů. Výsledky zkoušek – výběr Stanovení obsahu chloridů a síranů je uvedeno v tab. 5. Uvedené výsledky zkoušek se vztahují pouze na složení svrchní vrstvy. Materiálové složení ochranné vrstvy není známo. Stanovený obsah chloridů by nebyl kritický ani pro nechráněný beton. Obsah síranů by pro nechráněný povrch betonu odpovídal střednímu zatížení. Jelikož vizuální prohlídka povrchů nezjistila žádné stopy po poškození, nelze ani obsah síranů považovat za kritický. Závěry studie, vyhodnocení Hloubka karbonatace byla na všech zkušebních tělesech stanovena 0 mm, což se vztahuje na dodatečnou ochranu betonu pomocí ochranné vrstvy. Tím je i nadále poskytována ocelové výztuži dobrá protikorozní ochrana. Zkoušky povrchové adhezní pevnosti v tahu dokázaly dobrou přilnavost ochranné vrstvy na beton, jakož i dobrou adhezi uvnitř ochranné vrstvy. Stanovením obsahu chloridů byla na všech zkušebních místech prokázána množství pod hranicí rizika. Obsah síranů v povlaku se ukazuje být trochu vyšší. Protože však již v nanášeném materiálu může být zvýšený obsah síranů a nijak nedochází k poškození betonu, neměla by se tato hodnota posuzovat kriticky. Rovněž je ale možné, že ochranná vrstva je tvořena materiálem odolným proti síranům a sírany pronikly z kalu z čističky a byly zastaveny. Současný stav nevyžaduje žádná sanační opatření na železobetonové konstrukci.

MC-RIM

Ochranný systém pro stavby v oblasti odpadních vod

SHRNUTÍ

Naše odpověď na otázku „Jak dlouho vydrží takový ochranný systém?“ je na základě všech výše uvedených faktů podpořených i nezávislými studiemi jednoznačná. Popisovaný systém má prokazatelnou životnost cca 30 let. Nezávislé studie v plném znění jsou zájemcům kdykoliv k dispozici. Ochranný systém MC-RIM byl jako univerzálně použitelný ochranný systém pro oblast odpadních vod vyhlášen na sympóziu SSBK v roce 2007 Sanačním materiálem roku 2006 v oboru vodohospodářských a hydrotechnických staveb.

Minerální ochranný systém MC-RIM, speciálně vyvinutý pro oblast odpadních vod, se vyznačuje velmi vysokou odolností. Účinná ochrana proti chemickému, biologickému, mechanickému a teplotnímu namáhání pomáhá prodloužit životnost stavebních konstrukcí. MC-RIM splňuje všechny požadavky, které má trvanlivý ochranný systém nabízet. – Oslovte nás!

Příspěvek na toto téma zazněl na konferenci Sanace 2010. MC-Bauchemie s.r.o Skandinávská 990 267 53 Žebrák Tel: 311 545 155 [email protected]

Ing. Tomáš Plicka MC-Bauchemie, s. r. o., Skandinávská 990, 267 53 Žebrák tel.: 311 545 155, fax: 311 537 118 e-mail: [email protected], www.mc-bauchemie.cz

3/2010

❚

Anz_MC-RIM_03CZ.indd 1

technologie • konstrukce • sanace • BETON Anz_MC-RIM_03CZ.indd 1

17.05.10 15:04

37 17.05.10 15:04



INJEKTÁŽE – ÚČINNÁ METODA SANACE PODZEMNÍCH KONSTRUKCÍ, ODSTRANĚNÍ KAVEREN ZA OSTĚNÍM STOKY V PRAZE–LIBNI ❚ GROUTING – AN EFFECTIVE METHOD FOR REMEDIATION OF UNDERGROUND STRUCTURES, REMOVING CAVERNS FROM OUTSIDE OF SEWER LINING 1

Jaroslav Chabr, Pavla Matulová Cílem příspěvku je prezentovat konkrétní příklad z praxe řešící odstranění kaveren za ostěním stoky E v ulici Povltavská v Praze 8. ❚ A concrete example of the practice of addressing the removal of cavern and cavity for lining the sewers in the E Street Povltavská in Prague 8 is presented in this paper.

Pro dlouhodobou životnost podzemních děl je nezbytné, aby okolní zemina byla kompaktní, bez dutin. Dutiny můžeme zjednodušeně rozdělit na dutiny primární, kdy např. po vyražení jednotlivých úseků tunelu a uložení obezdívky zůstává mezi obezdívkou a výrubem mezera, kterou je třeba vyplnit, a dutiny sekundární, které mohou vzniknout v důsledku různých procesů probíhajících v průběhu používání podzemního díla v jeho okolí a které mohou ohrožovat jeho funkčnost nebo stabilitu. Příčinou je zejména odplavení méně soudržné zeminy v důsledku zvýšení hladiny podzemní vody, významnou roli v tomto procesu hrají povodně. Velmi účinnou a mnohdy jedinou metodou sanace poruch (trhlin i povrchů) podzemních konstrukcí je provedení injektáže médiem s výrazně lepšími fyzikálními vlastnostmi, než má stávající materiál. Nové materiály se stávajícími vytvoří kompozit, který je schopen odolávat vlivům používání, prostředí i času. Zdokonalené injektážní strategie a pokročilé nové hmoty usnadní vlastní sanaci podzemních konstrukcí při zohlednění nárůstu kvality a jeví se jako vhodný trend v sanačních technologiích. Počátky injektážních prací spadají již do začátku 19. století, kdy Francouz Berigny předložil svůj vynález (1802) na utěsnění podloží v jezu v Dieppe. Postupem času se technologie injektáží stále zdokonalovala. V 60. letech byla vyvinuta metoda tryskové injektáže, která umožnila tvorbu tenkých těsnících pažících a konstrukčních podzemních stěn a to v zeminách nesoudržných ale i skalních horninách (v ČR byla trysková injektáž poprvé použita v roce 1979 při utěsnění přehrady Jo38

sefův Důl) [1]. Moderní způsob zakládání je dnes bez použití injektování nesoudržných zemin nemyslitelný. Injektáž slouží k utěsnění a zpevnění injektovaného prostředí, kterým mohou být skalní horniny, štěrkovité a písčité zeminy, zdivo podzemních stavebních konstrukcí, betonové konstrukce, násypy, výdutě a kaverny. Injektováním rozumíme vtlačování tekutých směsí o proměnlivé viskozitě, které po čase zatvrdnou, do podloží či dutin nebo rozrušené konstrukce. Tím se dosáhne zpevnění nebo utěsnění, případně zpevnění i utěsnění současně. Injektážní směsí nebo jejím smícháním s injektovaným materiálem vznikne kompozit upravený na požadované fyzikální vlastnosti. Injektáží lze úspěšně zajistit trvalou polohu podzemních objektů, zastavit jejich nežádoucí pohyby nebo objekty rektifikovat do požadované polohy. Volba injektážní látky, ale i volba technologie injektáže jsou limitované geologickými podmínkami a požadovaným účinkem prováděné injektáže. Základní podmínkou vhodnosti injektování je schopnost vnikání injektážní látky do pórovitého prostředí, která je závislá na její viskozitě a tvaru jednotlivých zrn zastoupených ve směsi. Vis-

kozitu lze upravovat aktivací nebo použitím cementů s vyšším měrným povrchem. P L Á N O VÁ N Í A K VA L I TA I N J E K TÁ Ž E

Důležitým bodem injektážní strategie je etapa plánování injektáže. Ta zahrnuje posouzení daného stavu konstrukce: únosnost, použitelnost, životnost (trvanlivost), a to na základě stavebního průzkumu konstrukce, statického výpočtu a zkoušek provedených v laboratořích na normových zkušebních tělesech, dále posouzení plánované injektáže z hlediska technologického a materiálového tak, aby byl dle výchozích kritérií a požadavků navržen optimální postup sanace injektážními systémy. Výsledkem stavebního průzkumu by mělo být stanovení příčiny poruch, vyjádření k možnému riziku vzniku nových trhlin a následně návrh způsobu a technologie vyplnění injektážními hmotami. Stejně důležitá je informace o druhu poruchy stavebního díla. Je-li konstrukce vystavena namáhání vodou nebo vlhkostí, je nutno stanovit, zda se jedná o poruchy způsobené vodou propouštěnou pod tlakem či bez tlaku, a zároveň jsou-li následkem působení vody způsobeny dutiny nebo trhliny.


❚

3/2010

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ I N J E K TÁ Ž E K AV E R E N ZA OSTĚNÍM STOKY E

Předmětem příspěvku je sanace jednotné kanalizační stoky E v ulici Povltavská v Praze 8–Libni. Průzkum stoky proběhl v říjnu 2003 a v březnu 2009 v rozsahu od mostu Barikádníků po Elsnicovo náměstí. Říjnový průzkum zevnitř stoky odhalil na čtyřech místech rozsáhlé kaverny za ostěním stoky dosahující téměř k terénu. Průzkum z roku 2009 byl proveden z povrchu a potvrdil výsledky z roku 2003 s poukázáním na zhoršení stavu. Výsledky obou průzkumů byly ověřeny sondou v místě řezu. Kaverny vznikly pravděpodobně při povodni v roce 2002 vlivem ústupu vody zpět do koryta Vltavy a následného vyplavení jemných částic z prostředí. V první etapě opravy byly sanovány tři rozsáhlé kaverny v úseku mezi šachtami Š1 až Š18. Další opravy navazovaly v druhé etapě. Sanace byla provedena injektáží jak ze stoky, tak z povrchu. GEOFYZIKÁLNÍ PRŮZKUM

Použité metody a terénní práce Cílem průzkumu bylo posoudit, zda při tlakovém režimu stoky nedošlo k výraznějšímu úniku vody za konstrukci sběrače a s tím spojenému vyplavení materiálu z jeho okolí. Vzhledem k hloubce sběrače a předpokládanému rozsahu podzemních objektů byla pro geofyzikální průzkum zvolena kombinace mikrogravimetrie a povrchového georadarového měření. Vysoký průtok ve stoce neumožňuje za normálního provozu provedení měření ze stoky georadarem. Pro celkové zhodnocení situace byly použity výsledky měření ze stoky, které bylo realizováno na podzim roku 2003, kterým byly v okolí sběrače indikovány oslabené zóny, kde může při tlakovém proudění za obezdívkou docházet k vyplavování materiálu a vzniku kaveren. Metoda měření georadarem je zaObr. 1 Most Barikádníků, povodně 2002 [2] ❚ Fig. 1 Barikádníků Bridge, floods 2002 [2]


ložena na principu vysílání vysokofrekvenčního elektromagnetického vlnění do zemního prostředí a následné registraci vlnového obrazu odražených a procházejících vln. Vlnový obraz je ovlivněn lokálními nehomogenitami především s odlišnou vodivostí a dalšími komplexními elektromagnetickými vlastnostmi (volné nebo zvodnělé dutiny, kovové objekty, zvodnělý zásyp výkopů apod.). Nehomogenity uvedeného charakteru se projevují v radarových časových řezech charakteristickými změnami v registrovaném signálu. Pro průzkum byl použit radarový systém X3M Corder výrobce MALÅ GeoScience s anténou o střední frekvenci 100 MHz, která má hloubkový dosah 5 až 7 m při rozlišovací schopnosti nehomogenit od 400 mm. Na profilech bylo měřeno s krokem 200 mm při sumaci šestnáct měření na jednom bodě. Celková délka povrchového průzkumu byla 1 200 m. Průzkum byl proveden dvěma profily vedenými vždy vlevo a vpravo od osy sběrače, vzdálenost profilů mezi sebou činila 2 m. Mikrogravimetrie sleduje geologické prostředí z hlediska relativních změn objemové hmotnosti v místě pod bodem měření. Registrovanou veličinou je relativní hodnota zemského tíhového zrychlení. Metoda v dané problematice indikuje zejména výrazně porušené zóny v zemním prostředí a lokální izometrické nehomogenity s materiálem výrazně nižší objemové hustoty než okolí (dutiny). K měření byl použit přesný gravimetr Scintrex CG-5, který umožňuje ode-8 -2 čet hodnot v řádu 10 m.s (1 μGal) s opakovatelností měřených hodnot do 5 μGal. Na každém bodě bylo provedeno dva až pět měřících cyklů, v každém cyklu bylo analyzováno šedesát měření s intervalem odečtu 0,2 s. Charakter úlohy zatím nevyžadoval navázání výsledků gravimetric-

kých měření na bod státní gravimetrické sítě. Hodnoty tíhových anomálií jsou tedy relativní. Z vyhodnocení opakovaných měření byla spočtena kvadratická chyba měření ± 4,8 μGal. Všechny gravimetrické body byly nivelací výškově zaměřeny s přesností do 0,01 m. Vyhodnocení Georadarový průzkum ukázal řadu indikací v rámci sledovaného úseku. V některých případech se jedná o projevy souběžných podzemních sítí nebo nehomogenit na tyto objekty vázaných. Charakter a intenzita registrovaného radarového signálu jsou v rámci trasy proměnlivé a jsou ovlivněny litologickými a materiálovými změnami různorodého zemního prostředí v okolí a v nadloží sběrače. Vlastní indikace rozvolnění jsou tak někdy méně markantní ve srovnání s vlivem proměnlivosti materiálu na přijímaný signál. Anomálie v nadloží stoky jsou charakterizovány ve dvou stupních: oslabení nadloží bez kaveren v zemním prostředí v okolí stoky jako první stupeň a výrazné rozvolnění zemního prostředí s přítomností kaveren jako druhý stupeň. Mikrogravimetrie byla provedena ve vybraných úsecích trasy po předběžném zhodnocení měření georadarem. V získaných profilových křivkách Bouguerových tíhových anomálií byly vyznačeny záporné tíhové anomálie, které ukazují na deficit hmoty v místě průzkumu, případně na přítomnost kaveren. Interpretace výsledků měření obou metod ukazuje na několik oblastí, ve kterých je třeba počítat s narušením zemního prostředí v nadloží stoky a v jejím okolí. Z Á K L A D N Í Ú D A J E S TAV B Y

Kanalizace je uložena v hloubce 5 až 7 m pod terénem. Ze dvou geologických vrtů situovaných v těsné blízkos-

2

Obr. 2 Hladiny vody při hlavních průtocích ve stoce ❚ Fig. 2 Water levels during the main flows

3/2010

❚


39

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ Tab. 1 Prostředí v místě vrtu S-7 drilling place S-7

Hloubka [m] 0–2 2–6 6–7 7 – 9,7 9,7 – 10 10 – 10,3 10,3 – 12 12 – 12,3 12,3 – 12,6 HPV – 8,8 m

❚

Tab. 1


Subsoil materials at the

VRT S-7 m Prostředí Kvartérnavážka pevná písčitá kamenitá ulehlá hlinitá Kvartérnavážka písčitá kamenitá hnědá Kvartérštěrk max. velikost částic 100 mm hlinitý tmavá hnědá Kvartérštěrk max. velikost částic 100 mm rezavý hnědý, příměs: křemenec (ortokvarcit), hlína písčitá hnědá Kvartérštěrk max. velikost částic 100 mm rezavý hnědý Kvartérhlína písčitá tuhá hnědá Kvartérštěrkopísek max. velikost částic 200 mm Ordovikbřidlice hlinitá jílovitá zvětralá černá Ordovikbřidlice hlinitá zvětralá ve střípkách černá

Tab. 2 Fyzikální a mechanické parametry injektážní směsi ❚ Tab. 2 The physical and mechanical parameters of the grouting mixture

Pevnost v tahu za ohybu [MPa] Pevnost v tlaku [MPa]

7 dnů 28 dnů 7 dnů 28 dnů

Odolnost vůči síranovým vodám

ti poškozených míst lze popsat geologické prostředí jako typické pro oblasti v těsné blízkosti vodních toků a nepředpokládá se výrazná změna průběhu vrstev. Převažují písčité horniny s výskytem štěrků (tab. 1). • Profil 1560/2050 (Š1-Š3) – vnitřní obvod stoky 5,61 m, plocha příčného 2 profilu 2,51 m , materiál zdivo, celková délka úseku 86,9 m • Profil DN 1500 (Š3-Š18) – vnitřní obvod stoky 4,71 m, plocha příčného 2 profilu 1,77 m , materiál beton, celková délka úseku 788,19 m • Injektáž zevnitř stoky délka injektovaného úseku 49 m, 81 injektážních vrtů, reálná spotřeba injektážní smě3 si – 67,5 m , předpokládaná spotřeba tab. 3 a 4 • Injektáž z povrchu – délka injektovaného úseku 27 m, 56 injektážních vrtů, reálná spotřeba injektážní smě3 si – 74 m Stoku nebylo možné během stavby zcela přepojit a zajistit tak „suché“ pracovní prostředí, proto sanační práce probíhaly za provozu. Injektáž ze stoky byla prováděna pouze v nočních hodinách, kdy se předpokládal minimální průtok ve stoce. Při injektáži z povrchu není výška hladiny ve stoce podstatná.

> 1,5 >3 >5 > 10 trvale odolná prostředí do 2 000 mg SO42-/l

3

4

INŽENÝRSKO-GEOLOGICKÉ P O M Ě RY L O K A L I T Y

Vzhledem k poloze stoky v těsné blízkosti vodního toku (Vltavy) se očekávala značná rozkolísanost hladiny podzemní vody. Dle dostupných podkla40

5


❚

3/2010

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ Tab. 3 Předpokládaná spotřeba injektážní hmoty na úseku Š3-Š18 při injektáži zevnitř stoky ❚ Tab. 3 Consumption of grout materials in the area of the S3-S18

Profil P1 P2 Celkem [m3]

Počet vrtů [ks] 8 8

Spotřeba směsi [m3/bm] 1 1

Délka úseku [m] 8 8

Obr. 3 Injektážní jehly z povrchu po injektáži needles from the surface after the injection

❚

Celková spotřeba 3 směsi [m ] 8 8 16

Fig. 3


Tab. 4 Předpokládaná spotřeba injektážní hmoty na úseku Š1-Š3 při injektáži zevnitř stoky ❚ Tab. 4 Consumption of grout materials in the field of S1-S3

Profil P1 P2 Celkem [m3]

Počet vrtů [ks] 48 33

Spotřeba směsi [m3/bm] 1,5 1,5

Délka úseku [m] 12 11

Celková spotřeba 3 směsi [m ] 18 16,5 34,5

Injection

Obr. 4 Technologie injektáže stoky – betonový profil (základní údaje: vnitřní obvod stoky 4,71 m, plocha příčného profilu 1,77 m2, materiál: beton, celková délka úseku 788,19 m) ❚ Fig. 4 Technology of grouting sewer – concrete profile (basic information: inner perimeter drains 4.71 m, cross-profile area 1.77 m2 material: concrete, the total segment length 788.19 m) Obr. 5 Technologie injektáže stoky – zděný profil (základní údaje: vnitřní obvod stoky 5,61 m, plocha příčného profilu 2,51 m2, materiál zdivo, celková délka úseku 86,9 m) ❚ Fig. 5 Technology of grouting sewer – brick profile (basic information: inner perimeter drains 5.61 m, crossprofile area 2.51 m2, material: masonry (brick), total segment length 86.9 m) Obr. 6

Spojná komora

❚

Fig. 6

Converging chamber

Literatura: [1] Verfel J.: Injektování hornin a výstavba podzemních stěn; MUS Bradlo Bratislava 1992, ISBN 87-127-043 [2] RayeR‘s PHP photogallery 2.0 (C)2002-2008, http://rayer.ic.cz [3] Chabr T.: Geofyzikální průzkum Sběrač E Elsnicovo nám. – most Barikádníků, závěrečná zpráva, Praha 2009 [4] Odstranění kaveren za ostěním stoky E v ul. Povltavská, Praha 8, Technická zpráva, Projektant: bKO-KA, s. r. o., Praha 2009 [5] ČSN 73 0037: Zemní tlak na stavební konstrukce [6] ČSN 73 7501: Navrhování konstrukcí ražených tunelových objektů [7] ČSN 73 6701: Stokové sítě a kanalizační přípojky

dů se stoka téměř celým svým profilem nachází pod hladinou Vltavy. Na rozkolísanost hydrologických podmínek bylo třeba brát důrazný zřetel. Prostředí v místě vrtu S-7 viz tab. 1.

6

byla stanovena tři místa, kde geofyzikální průzkum odhalil rozsáhlé kaverny za ostěním stoky dosahující téměř pod terén. Hloubka stoky v sanovaných místech je 5 až 7 m. Stoka na sanovaném úseku přechází ve spojné komoře z betonového profilu na atypické zděné vejce. Dle profilu a výskytu kaveren byla zvolena technologie injektáže. V místě řezu 1-1 byla injektáž provedena pouze zevnitř stoky, v místě řezů 2-2 a 3-3 byla provedena kombinace injektáže zevnitř stoky a z povrchu.

MPO FT-TA3/139 s názvem „Komplexní systém sanace defektů v zeminách za rubem stavebních konstrukcí novými injektážními hmotami z druhotných surovin“ a dále v rámci výzkumného

Vzhledem k charakteru výplňové injektáže s možností přítomnosti podzemní vody byla vybrána suchá jednosložková cementojílová směs Injektostone H, která splňuje podmínky pro injektáž zvodnělého prostředí. Její parametry jsou limitovány čerpatelností, aby nedocházelo k ucpání zařízení. Minimální fyzikální a mechanické parametry injektážní směsi viz tab. 2.

záměru MSM 0021630511 „Progresivní stavební

Z ÁV Ě R

Sanační práce na stoce spočívaly v odstranění kaveren nad stokou a zpevnění oslabeného prostředí v bezprostředním okolí stoky. Účelem navrhované injektáže byla především sanace anomálních zón, tj. doplnění chybějícího materiálu do indikovaných rozvolněných oblastí nebo kaveren. Z georadarového průzkumu vyplynul rozsah volných prostor, které se nacházejí v těsném okolí stoky. Jako hlavní předmět sanace

Příspěvek popisuje případ vzniku kaveren v okolí kanalizační stoky v ulici Povltavská v Praze 8-Libni a jejich následnou sanaci pomocí injektážních technologií. Z georadarového průzkumu vyplynul rozsah volných prostor, v těsném okolí stoky, které vznikly pravděpodobně při povodni 2002 vlivem ústupu vody zpět do koryta Vltavy a následného vyplavení jemných částic z prostředí. Tyto kaverny bylo nutné vyplnit a ostě-

❚

Uvedená problematika je řešena v rámci projektu

M AT E R I Á L I N J E K TÁ Ž N Í S M Ě S I

S TAV E B N Ě K O N S T R U K Č N Í ŘEŠENÍ

3/2010

ní stoky stabilizovat pomocí injektážní technologie tak, aby nové materiály se stávajícími vytvořily kompozit, který je schopen odolávat vlivům používání, prostředí i času. Injektáž byla prováděna zevnitř stoky a z povrchu. Materiálové charakteristiky injektážní směsi uvádí tab. 2, technologie injektáže je zaznamenána na obr. 2 a 3.

materiály s využitím druhotných surovin a jejich vliv na životnost konstrukcí“. Text příspěvku byl posouzen odborným lektorem. Příspěvek na toto téma zazněl na konferenci Sanace 2010. Ing. Jaroslav Chabr Pragis, a. s.


divize Podzemní stavby U Elektry 190 00 Praha 9–Hloubětín tel.: 281 045 712 email: [email protected] Ing. Pavla Matulová VUT Brno, Fakulta stavební Ústav technologie stavebních hmot a dílců, Veveří 95, 602 00 Brno tel.: 541 147 511 email: [email protected]

41

VĚDA A VÝZKUM

❚

SCIENCE AND RESEARCH

OŠETROVANIE ČERSTVÉHO BETÓNU – 3. NASIAKNUTÉ ĽAHKÉ KAMENIVO ❚ FRESH CONCRETE CURING – 3. SATURATED LIGHTWEIGHT AGGREGATE Peter Briatka, Peter Makýš

surface area exposed to the environment to volume of the structure) and particularly in so

Jednou z progresívnych a v súčasnosti sa prudko

called high performance concrete where external

rozvíjajúcich metód ošetrovania betónu je vnútor-

curing by supplying additional water on the

né ošetrovanie. Pod pojmom vnútorné ošetrova-

surface becomes ineffective by reason of very

nie si môžeme predstaviť dodávanie „ošetrova-

low permeability.

cej“ vody priamo z vnútra betónu, kde je zabudovaná už počas jeho miešania a to v hmote určitého nosiča tak, aby nezvyšovala vodný súčiniteľ čerstvého betónu a zároveň aby bola k dispozícii k náhrade stratenej vody či už odparovaním alebo autogénnym vysychaním. V predchádzajúcom článku (Beton TKS 2/2010, str. 35) bola popísaná metóda vnútorného ošetrovania pomocou superabsorbčných polymérov. Druhou možnosťou ako zabudovať ošetrovaciu vodu do betónu je náhrada určitej časti normálneho kameniva nasiaknutým ľahkým kamenivom (SLWA – saturated lightweight aggregate), ktorému sa venuje tento článok. Najširšie uplatnenie vnútorného ošetrovania a tým aj SLWA sa javí v betónových konštrukciách s vysokým povrchovým modulom (pomer plochy vystavenej prostrediu a objemu konštrukcie) a zvlášť v tzv. vysokohodnotných betónoch, kde sa vonkajšie ošetrovanie dodávaním vody stáva neúčinným z dôvodu veľmi malej permeability betónu. ❚

One of the progressive

ĽAHKÉ KAMENIVO A JEHO HISTÓRIA

Vôbec prvá zmienka o ľahkom kamenive (LWA) v spojitosti s vodou a jej uvoľňovaním počas hydratácie pochádza z roku 1957. Myšlienka však zrejme nezaujala natoľko, aby sa okolo nej rozprúdila diskusia a výskum. Približne tridsať rokov zostala nepovšimnutá, až napokon v roku 1991 bola opätovne prednesená v kontexte ošetrovania betónu. Začiatkom deväťdesiatych rokov sa začal výskum a vývoj v tejto oblasti pretrvávajúci dodnes. Z ľahkého kameniva predurčeného na výrobu ľahkých betónov sa pomaly stáva materiál význačný z hľadiska vnútorného ošetrovania, i keď sa stále najväčšia časť produkcie LWA používa na výrobu betónov s nižšou objemovou hmotnosťou.

and nowadays intensively developing methods of concrete curing is internal curing. Under the

ĽAHKÉ KAMENIVO

notion of internal curing we can imagine supply

Ľahké kamenivo uvažované pre účely ošetrovania betónu je priemyselne vyrábané kamenivo. Základnou surovinou sú horniny s vysokým obsahom ílov a ílovitých bridlíc, ktorých výpalom pri teplote cca 1 090 °C a vyvolanou expanziou sa získava zrnitý pórovitý materiál so slinutým povrchom. Pórovitá štruktúra je dôsledkom vyhorievania organických zložiek základnej suroviny. Z hľadiska granulometrie zŕn sa rozlišujú dva druhy LWA – s nepravidelnými ostrohrannými zrnami (USA) a naopak s pravidelnými guľovitými zrnami (EU). Za ľahké kamenivo však možno považovať akýkoľvek zrnitý materiál, ktorý vyhovuje charakteristike kameniva. Z pohľadu pó-

of „curing“ water directly from inside of concrete where it´s incorporated even during mixing and it´s bound in the mass of certain carrier in order to avoid raising of water to cement ration of fresh concrete and simultaneously it would be available for replacement of lost water either by evaporation or self-dessication. In previous paper, there was described a method of internal curing through the use of superabsorbent polymers. The second mean how to get curing water into concrete is replacement of certain part of regular aggregate with saturated lightweight aggregate (SLWA) to which this paper is devoted. The most wide usage of internal curing and thus either SLWA appears to be in concrete structures with high surface modulus (ratio of

2

1

42

rovej štruktúry by sa ako LWA do betónov dala použiť aj vysokopecná troska. V N Ú T O R N É O Š E T R O VA N I E POUŽITÍM NASIAKNUTÉHO Ľ A H K É H O K A M E N I VA

Ak má LWA pôsobiť ako činiteľ vnútorného ošetrovania betónu (tzv. samoošetrovanie), potom musí byť schopné absorpcie značného množstva vody do svojej štruktúry. Týmto sa ale požiadavky naň nekončia. Voda z vnútra LWA sa musí dostať do tuhnúceho a tvrdnúceho cementového tmelu podstupujúceho samovysychanie. V predchádzajúcom článku o superabsorbčných polyméroch bola uvedená rovnica podľa Young-Laplace, ktorej úpravou sa získa vzťah (1) dôležitý pre pochopenie uvoľňovania vody z SLWA. Počas vonkajšieho vysýchania a/alebo samovysychania je voda postupne vyprázdňovaná z pórovej štruktúry SLWA a dopĺňaná do cementového tmelu. Z princípu zachovania minimálnej vnútornej energie systému vyplýva, že pri strate vlhkosti z cementového tmelu vznikajú spočiatku relatívne malé napätia, ktoré nie sú schopné prekonať väzbové sily vody v malých póroch cementového tmelu, a preto sa ako prvé vyprázdňujú najväčšie póry SLWA, čím sa systém dostáva do elementárnej rovnováhy v diskrétnom časovom okamihu. Polomer vyprázdňovaných pórov rCAP je nepriamo úmerný napätiu v pórovom roztoku cementového tmelu (funkcia RH). Keď cementový tmel stráca vlhkosť, narastajú v ňom napätia PCAP. Dosadením narastajúcich PCAP do vzťahu (1) je zrejmé, že sa postupne znižuje polomer pórov SLWA, z ktorých je cementový tmel schopný čerpať vodu. rCAP = −

2 γ cos θ [ m] PCAP

(1)

3


❚

3/2010

❚

VĚDA A VÝZKUM 4

5

Vo vzťahu (1) je γ povrchové napätie pórového roztoku [N/m] a θ stykový uhol pórového roztoku a steny kapiláry (uvažuje sa dokonalé zmáčanie a teda θ = 0 rad). Aby mohla byť voda z nasýteného LWA (SLWA) jednoducho vytiahnutá, musia byť vyvolané ťahové napätia v cementovom tmele vyššie, ako napätia zadržiavajúce vodu v SLWA. Posledná podmienka bude splnená, ak aj tie najmenšie póry LWA budú mať veľkosť väčšiu ako póry v cementovom tmele. Keď má ľahké kamenivo dostatočne veľké póry a navyše sú jednotlivé veľkosti pórov vhodne zastúpené, potom zabudovanie SLWA do betónu môže pôsobiť ako vnútorné ošetrovanie (IC) a voda na IC bude vyťahovaná z SLWA podľa schémy uvedenej v obr. 4. Vychádzajúc z požiadavky na veľkosť pórov SLWA sa jednoduchou úvahou zohľadňujúcou závislosť veľkosti vyprázdňovaných pórov od kapilárneho napätia, vzťah (1), dostaneme ku vzťahu vyjadrujúcemu relatívnu vlhkosť (RH) cementového tmelu, pri ktorej dochádza k vyprázdňovaniu pórov určitého rozmeru (rCAP), vzťah (2), a k informácii, že skoro všetka voda viazaná v SLWA sa uvoľní pri poklese RH na 80 % (obr. 5).

RH = e

⎛ 2 γ cos θ V mol,f ⎜− ⎜ rCAP R T ⎝

⎞ ⎟ ⎟ ⎠

[–],

❚

Betón utesnený (sealed) reprezentuje uzavretý systém, v ktorom dochádza ku strate vlhkosti iba spotrebou vody na hydratáciu (tzv. samovysychanie). Dôsledkom samovysychania je chemické zmrašťovanie a jeho vonkajší prejav autogénne zmrašťovanie. IC je v tomto prípade navrhnuté na poskytnutie takého množstva vody, z vnútra betónu, aby mohla hydratácie prebehnúť úplne (maximálny stupeň hydratácie αmax = 1) a aby sa obmedzilo prípadne úplne eliminovalo autogénne zmrašťovanie. Voda spotrebovaná na hydratáciu spôsobuje pokles RH, a tým napätie v pórovom roztoku, ktoré sa kompenzuje vyprázdňovaním pórov SLWA. Týmto princípom sa systém udržiava v rovnováhe. Čím viac vody je SLWA schopné uvoľniť pri danej RH, tým dlhšie sysObr. 1

LWA známe v Európe ako Liapor

Obr. 2

Rez LWA

Obr. 3

Pórová štruktúra LWA [1]

❚

Fig. 2

❚

tém zostane v rovnováhe (obr. 6), čo je výhodné z dôvodu oddialenia prechodu na nižšiu úroveň RH (vyššie napätie), zatiaľ čo narastá pevnosť materiálu. Takto možno jednoduchšie interpretovať spojitý priebeh procesu jeho zdiskrétnením. Merania voľného aj obmedzeného autogénneho zmrašťovania malty (w/c = 0,3) s rôznymi podielmi SLWA dokazujú funkčnosť IC v uzavretom systéme. Obr. 7 zachytáva voľné autogénne zmrašťovanie. Je vidno, že už náhrada 7,3 % hutného kameniva za SLWA sa prejavuje počas prvých 21 dní veku vzorky, aj keď priebeh pomerných pretvorení je veľmi podobný vzorke bez IC. Oveľa výraznejšie sú ale vyššie dávky SLWA, kedy aj po 28 dňoch nenastali záporné výsledné objemové zmeny. Pohľad na realistickejšie podmienky, t.j. obmedzené autogénne zmrašťovanie (ASTM C 1581-04) poskytuje obr. 8. Priebeh pomerných pretvorení dokumentuje hlavne dobu vzniku trhliny. Zatiaľ čo vzorka bez IC pukla po šiestich dňoch, vzorka s dávkou 7,3 % SLWA zostala neporušená takmer dvojnásobnú dobu. Vzhľadom na výsledky voľného zmrašťovania by sa neočakával taký dramatický posun, no možno ho vysvetliť znížením modulu pružnosti, zvýšením dotvarovania a zvýšením tuhosti spôsobenými prítomnosťou SLWA [2]. Obr. 6 až 8 dokazujú účinnosť IC

Fig. 1

LWA, in Europe, known as Liapor

Cut through LWA ❚

Fig. 3

Porous structure of LWA [1]

Obr. 4 Vyprázdňovanie saturovaných pórov v betóne bez/s vonkajším vysychaním [2] ❚ Fig. 4 Evacuation of saturated pores in concrete without/with external drying [2] Obr. 5 Strata vlhkosti SLWA v závislosti od vlhkosti okolitého prostredia [2] ❚ loss of SLWA in dependence on relative humidity of ambient environment [2]

Fig. 5

Moisture

Obr. 6 Merané vlhkosti betónu s rôznymi podielmi SLWA a obsiahnutej vody [2] ❚ Fig. 6 Measured moistures of concrete with various portions of SLWA and contained water [2]

(2)

kde R je univerzálna plynová konštanta, R = 8,3114 J/mol/K, T absolútna teplota [K] a Vmol,f molový objem póro-6 3 vého roztoku, Vmol,f ≈ 18.10 m /mol. Keďže najväčšie úbytky ošetrovacej vody z SLWA sa vyskytujú už pri nepatrnom poklese RH na úroveň cca 95 % a zodpovedajúcom napätí cca 10 MPa (rCAP ≥ cca 20 nm) je zrejmé, že IC pôsobí len v počiatkoch veku betónu. Doba pôsobenia IC je závislá najmä od dávky SLWA (množstva ošetrovacej vody) a podmienok, za akých betón tuhne a tvrdne. 3/2010

O Š E T R O VA N I E T Z V. U Z AV R E T É H O S Y S T É M U


6


43

VĚDA A VÝZKUM

❚

SCIENCE AND RESEARCH Obr. 7 Voľné autogénne zmrašťovanie (za nulu sa považuje začiatok tuhnutia) [2] ❚ Fig. 7 Free autogenous shrinkage (zeroed at time of setting) [2] Obr. 8 Obmedzené autogénne zmrašťovanie [2] ❚ Fig.8 Restrained autogenous shrinkage [2] Obr. 9 Ilustrácia vysychania v utesnených a neutesnených vzorkách (zľava utesnená s vnútorným vysychaním; neutesnená len s vonkajším vysychaním; neutesnená s vnútorným aj vonkajším vysychaním) [4] ❚ Fig. 9 Illustration of drying out in sealed and unsealed specimens (from the left – sealed undergoing self-dessication; unsealed with external drying only; unsealed with selfdessication and external drying) [4]

7

Obr. 10 Strata vlhkosti do okolitého prostredia (A – počiatočný stav vyššej RH betónu; B – postupná strata vlhkosti odparovaním; C – konečný, rovnovážny stav) ❚ Fig. 10 Moisture loss into ambient environment (A – initial state of concrete with higher RH; B – gradual lost of moisture through evaporation; C – final equilibrium state) Obr. 11 Strata vody z otvoreného systému pri voľnom zmrašťovaní [2] ❚ Fig. 11 Water loss from unsealed system within free shrinkage [2] Obr. 12 Voľné zmrašťovanie s vonkajším vysychaním (za nulu sa považuje začiatok tuhnutia) [2] ❚ Fig. 12 Free shrinkage with external drying (zeroed at time of setting) [2]

8

použitím SLWA. Malty (veľmi podobne aj betóny) s nižším vodným súčiniteľom podliehajú samovysychaniu, ktoré je možné účinne obmedzovať používaním IC s vyššími náhradami SLWA za bežné hutné kamenivo. Preukázala sa účinnosť SLWA v zmysle spomaľovania tempa a aj absolútnej hodnoty zmrašťovania udržiavaním vyššej RH v cementovom tmele. Pri nízkych dávkach (7,3 %) SLWA sa zistil veľmi podobný priebeh voľného zmrašťovania ako u referenčnej vzorky bez IC. Tento jav je zrejme dôsledkom veľkej vzdialenosti medzi zrnami SLWA, čím sa účinnosť metódy výrazne znižuje. Koncept uzavretého systému je síce výhodný, no z technologického hľadiska betonáže doskových telies prakticky nerealizovateľný a navyše nevýhodný. Preto sa pozornosť v oblasti IC venuje otvorenému systému. O Š E T R O VA N I E T Z V. OTVORENÉHO SYSTÉMU

Otvorený systém (unsealed) je charakteristický stratou vlhkosti dvomi spôsobmi. Jedným je už popísané samovysychanie a druhým je strata vlhkosti do okolitého prostredia pričom sa uvažuje len s hornou exponovanou plochou. Strata vlhkosti zvyšnými plochami sa zane44

dbáva, pretože bočné steny konštrukcie sú neporovnateľne menšie ako plocha hornej a dolnej podstavy dosky a popritom sú (aj keď nedokonale) utesnené pomocnými alebo finálnymi priľahlými konštrukciami. Spodná plocha dosky sa rovnako považuje za utesnenú lebo je možné zamedziť strate vody jednoduchými a finančne nenáročnými operáciami alebo konštrukčnými vrstvami membránového typu. Tým, že otvorený systém podstupuje stratu vody samovysychaním a okrem toho aj vonkajším vysychaním, celkové zmrašťovanie bude tvorené zložkou autogénneho zmrašťovania (AS) ako aj zložkou zmrašťovania z vonkajšieho vysychania (DS). Ak chceme byť presnejší a zahrnúť aj vertikálne objemové zmeny prejavujúce sa pred zatuhnutím betónu, musíme doplniť aj zložku chemického zmrašťovania (CS), čím sa dostaneme ku vzťahu 3. CS sa v makroskopickom pozorovaní prejavuje ako sadanie betónu a vedie k plastickému zmrašťovaniu (PS), ktoré, ako bolo dokázané, je tiež možné obmedziť alebo odstrániť použitím IC. εSHR,U = εDS + εAS + εCS [ – ] ,

(3)

kde εSHR,U je celkové pomerné pre-

tvorenie od zmrašťovania [-], εDS pomerné pretvorenie od zmrašťovania z vysychania [-], εASpomerné pretvorenie od autogénneho zmrašťovania [-] a εCS pomerné pretvorenie od chemického zmrašťovania [-]. Vysvetleniu princípov vonkajšieho vysychania betónu sa podrobne venuje prvá časť tejto série článkov o ošetrovaní betónu. Je potrebné si uvedomiť, že samovysychanie a vonkajšie vysychanie nie sú úplne nezávislé mechanizmy objemových zmien betónu. Práve naopak, oba pôsobia spoločne (obr. 9). Ich interakcia je dobre badateľná vtedy, keď sa porovnávajú RH na povrchu betónu a vo vnútri vzduchových dutiniek v cementovom tmele. Akonáhle sa systém približuje rovnovážnemu stavu s RH okolitého prostredia, všetky póry v betóne (na povrchu aj v jadrovej časti) sa musia limitne blížiť RH okolitého prostredia (obr. 10). Vonkajšie vysychanie tak nespôsobuje len vznik kapilárnych meniskov na povrchu cementového tmelu, ale riadi aj RH vo vzduchových dutinkách hlbšie v cementovom tmele [4]. Táto časť ďalej nadväzuje na už uvedené informácie a rozširuje ich o poznatky z IC prostredníctvom SLWA. Prítomnosť SLWA v otvorenom systéme poskytuje prebytočnú vlhkosť, kto-


❚

3/2010

VĚDA A VÝZKUM

rá môže byť spotrebovaná na odparovanie. Keď sa začne odparovať voda z povrchu betónu (nie vypotená voda), SLWA začína vplyvom narastajúceho kapilárneho napätia strácať pôvodnú vlhkosť udržujúc malé póry cementového tmelu saturované. Betón takto vysychá, znižuje sa jeho RH. Prítomnosť a pôsobenie SLWA však riadia (spomaľujú) vysychanie tým, že pôsobia ako zásobníky vody, ktorú podľa aktuálnej potreby (RH resp. napätia) uvoľňujú do cementového tmelu. Spomaľovaním tempa znižovania RH spomaľujú priebeh zmrašťovania, ale nie jeho konečnú veľkosť. Toto tvrdenie je podložené skutočnosťou, že SLWA oddialuje dosiahnutie rovnovážneho stavu medzi vlhkosťou betónu a vlhkosťou okolia, no RH prostredia býva väčšinou nižšie ako cca 80 % (hodnota kedy SLWA stráca všetku vodu – podľa obr. 5) a preto strata vlhkosti z betónu pokračuje. Rovnovážny stav RH sa dosiahne za dlhší čas, ale pri ustálenej vlhkosti budú v cementovom tmele pôsobiť rovnaké napätia ako by pôsobili bez prítomnosti SLWA. Obr. 11 zachytáva stratu vody zo systému vystaveného vonkajšiemu vysychaniu. Ako sa predpokladalo, malty s určitým obsahom SLWA vykazujú väčšie straty vody ako referenčná vzorka. Dôvodom je väčšie množstvo voľnej vody poskytnuté z pórovej štruktúry SLWA. Voľné zmrašťovanie otvoreného systému prezentuje obr. 12. Rovnako ako tomu bolo aj v prípade uzavretého systému, referenčná vzorka a vzorka so 7,3% náhradou SLWA vykazujú veľmi podobné správanie. Je vidno, že v prvých 24 h sa pomerné pretvorenie vzoriek vyvíjalo rovnako ako u uzavretého systému, čo je dôsledkom meracej metódy (ASTM C 157), kedy vzorky zostávajú prvých 24 h utesnené vo forme a podstupujú len samovysychanie. Po 24 h sa odformujú a od tohto času sú vystavené vonkajšiemu vysychaniu. Zvyšujúca sa dávka SLWA a v ňom obsiahnutej ošetrovacej vody spôsobuje spomalenie zmrašťovania. Malta s náhradou 14,3 % kameniva za SLWA dosiahla po 28 dňoch približne polovičné pomerné pretvorenie v porovnaní s referenčnou maltou. Čo je však zaujímavejšie, pomerné pretvorenie malty s 25,3 % SLWA sa po rovnakom čase pohybuje okolo nuly. Obmedzené zmrašťovanie podľa obr. 13 dokumentuje rovnaký charakter pretvorení ako v prípade uzavretého systému, ale keďže otvorený sys3/2010

❚

❚


9 10

tém stráca vlhkosť oveľa intenzívnejšie ako uzavretý (obr. 8), časy vzniku trhlín sa dramaticky skrátili. Vo vzorkách bez SLWA a s dávkou SLWA 7,3 a 14,3 % vznikla trhlina približne po dvoch dňoch. Je potrebné si uvedomiť, že vzorky boli opäť jeden deň vystavené iba vnútornému vysychaniu. Odformovanie je z obrázku čitateľné ako zrýchlenie objemo-

vých zmien po prvom dni. Každopádne sa aj pri otvorenom systéme potvrdilo, že IC použitím SLWA predlžuje čas, kedy dôjde ku dosiahnutiu kritického bodu – rovnováhy medzi aktuálnym napätím a pevnosťou materiálu v ťahu. IC použitím metódy SLWA, ako už bolo povedané (obr. 11 a tab. 1), výrazne zvyšuje stratu vody odparovaním

11 12


45

VĚDA A VÝZKUM

❚


13

14

15

Obr. 13 Obmedzené zmrašťovanie s vonkajším vysychaním [2] shrinkage with external drying [2] Obr. 14 Princíp merania sadania laserom [6] laser device [6]

❚

Fig. 14

❚

Fig. 13

Restrained

Method of setting measurement by

Obr. 15 Priebeh sadania vzoriek mált s rôznymi náhradami kameniva za SLWA [6] ❚ Fig. 15 Curves of setting of mortars made with various replacements of regular aggregate with SLWA [6] Obr. 16 Kumulatívne rozdelenie pravdepodobnosti výskytu trhlín určitej šírky v betónoch s rôznymi dávkami SLWA [6] ❚ Fig. 16 Cumulative probability of occurrence of cracks of certain width in concretes with various SLWA dosages [6] Obr. 17 Výrez simulačného modelu maltovej vzorky rozmerov 30 x 30 mm (červená – zrná piesku, žltá – SLWA, tmavomodrá až svetlomodrá – stupne saturácie cementového tmelu) [8] ❚ Fig. 17 Cut-out of simulation model of mortar specimen with dimensions 30 x 30 mm (red – sand grains, yellow – SLWA, from dark blue to light blue – degrees of saturation of cement paste) [8] Obr. 18 Snímka RTG mikrotomografie cementového tmelu s hranou výrezu vzorky 4,6 mm (červené miesta predstavujú oblasti s rapídnym vysychaním – SLWA) [9] ❚ Fig. 18 RTG microtomography picture of cement paste sample with edge 4,6 mm in length (red fields represent areas with rapid drying-out – SLWA) [9]

do okolitého prostredia. Dá sa preto predpokladať, že určite bude ovplyvňovať aj sadanie (konsolidáciu) a vyvolané plastické zmrašťovanie betónu. Obr. 15 ukazuje priebeh sadania vzoriek malty (w/c = 0,3) s rôznymi dávkami SLWA počas šiestich hodín. Výsledky reprezentujú sadanie valcových vzoriek s priemerom 75 mm a výškou 100 mm uložených (10 min po zamiešaní) v klimatizačnej komore pri podmienkach prostredia 23,0 ± 0,1 °C; 50 ± 0,1 % s rýchlosťou 46

prúdenia vzduchu 24 ± 2 km/h. Meranie sadania bolo realizované kontinuálnym snímaním výšky povrchu laserovým lúčom (obr. 14) umožňujúcim dosiahnuť presnosť merania 1 μm. Z priebehu sadania jednotlivých vzoriek je vidieť, že už najmenšia dávka SLWA 11 % znižuje sadanie na polovičné hodnoty. S rastúcou dávkou SLWA sa sadanie znižuje. Vysvetlenie je ukryté v druhej fáze odparovania vody (prvá časť tejto série článkov), kedy sa narastajúcimi kapilárnymi napä-

tiami uvoľňuje voda z SLWA, ktorá ich obmedzuje. Vplyv SLWA na plastické zmrašťovanie bol hodnotený použitím normového postupu podľa ASTM C 1579-06. Výsledky plastického zmrašťovania (tab. 2; obr. 16) korešpondujú s výsledkami sadania maltových vzoriek. Zatiaľ čo vzorka bez SLWA dosahuje najväčšie šírky trhlín a aj pravdepodobnosti ich vzniku, u vzoriek s rastúcim podielom SLWA sa dosahujú oba parametre nižšie. Preukázalo sa, že IC použitím SLWA je (od dávky cca 18 objemových %) účinná metóda ako eliminovať plastické zmrašťovanie. Musí sa ale zdôrazniť, že ak sa voda obsiahnutá v SLWA uvoľní pri obmedzovaní plastického zmrašťovania, nemôže sa ďalej uvažovať so samoošetrovaním betónu v štádiu AS a DS. Vnútorné ošetrovanie použitím SLWA má svoje pozitíva i negatíva. Negatíva sa týkajú obmedzenej doby účinnosti, ktorá je daná mechanizmom zmrašťovania (podmienkami prostredia), dobou expozície týmto podmienkam, navrhovaným zložením betónu a hlavne množstvom ošetrovacej vody dodanej do betónu. Jedným z negatív metódy je aj postupne sa znižujúci dosah účinku súvisiaci so zvyšujúcou sa hutnosťou cementového tmelu v čase a znižovaním jeho permeability. Tým je vode bránené voľne difundovať do vzdialenejších miest. Zatiaľ čo v prvom dni veku betónu je častica SLWA schopná zásobovať vodou cementový tmel do vzdialenosti cca 20 mm, v treťom dni je to už len max. 5 mm a po týždni už nemožno počítať s dosahom väčším ako 1 mm. Z tohto hľadiska je veľký význam pripisovaný rovnomernému rozmiestneniu zŕn SLWA v betóne. Na hodnotenie dosahu pôsobenia IC boli vypracované rôzne simulačné modely. Jeden z nich je prezentovaný


❚

3/2010

VĚDA A VÝZKUM

16

❚

17

na obr. 17. Rovnomernosť distribúcie SLWA v hmote betónu je značne závislá od zvolenej čiary zrnitosti kameniva. Pre skúmanie homogénnosti distribúcie SLWA a jej účinnosti boli tiež vypracované rôzne metodiky a jednu z nich prezentuje obr. 18. Medzi pozitíva patrí zvyšovanie pevnosti obzvlášť u betónov s nízkym vodným súčiniteľom (pod 0,36). Tým, že takto nízky vodný súčiniteľ neumožní kompletnú hydratáciu cementu, nemožno dosiahnuť plné využitie pevnostných predpokladov, ktoré zložky betónu poskytujú. Klasické povrchové ošetrovanie sa stáva neúčinné lebo ošetrujúca voda z povrchu konštrukcie nemôže penetrovať hlbšie ako rádovo 20 mm. Jadrová oblasť betónu tým pá-

Autogénne zmrašťovanie Objem vody spotrebovanej na hydratáciu Polomer meniskov Kapilárny tlak Vnútorná relatívna vlhkosť Voľné zmraštenie tmelu Strata hmotnosti vyparovaním Zmrašťovanie vonkajším vysychaním Saturácia tmelu Polomer meniskov Kapilárny tlak Vnútorná relatívna vlhkosť Celkové voľné zmraštenie tmelu Celková strata hmotnosti vyparovaním Tempo zmrašťovania pred rovnovážnom stavom

↔ ↑ ↓ ↑ ↓ 0 ↔ ↔ ↔ RH prostredia ↔ ↑ ↓

Tab. 2 Pomerná redukcia vzniku trhlín (CRR) v betónoch s rôznymi dávkami SLWA [6] ❚ Tab. 2 Crack reducing ratio (CRR) in concretes with various SLWA dosages [6]

Volume of SLWA

Average Crack Width (mm)

CRR (%)

0,0 %c 6,0 %c 10,0 %c 18,0 %c

0,487 %c 0,199 %c 0,054 %c 0,000 %c

0,0 %c 64,8 %c 88,9 %c 100,0 %c

3/2010

❚

18

dom podlieha samovysychaniu. Na prvý pohľad je tvrdenie o zlepšovaní pevnosti zvláštne vzhľadom na nízku objemovú hmotnosť LWA a jeho nízke pevnosti. Proti tomuto tvrdeniu však hovoria výsledky experimentov a fakt, že LWA nahrádza len nepatrnú časť celkovej dávky kameniva a aj to v jemnejších frakciách, čiže absolútna hodnota redukcie pevnosti ľahkým kamenivom je menšia ako prírastok, ktorý možno dosiahnuť. Samostatnou kapitolou výhod vnútorného ošetrovania by mohla byť trvanlivosť, ktorá je ovplyvňovaná veľkým množstvom parametrov a hodnotená podľa rôznych vplyvov prostredia. Veľmi stručne a všeobecne ale možno tvrdiť, že vnútorným ošetrovaním SLWA sa preukázala zvý-

Tab. 1 Porovnanie parametrov zmrašťovania betónov bez IC a s IC (metódou SLWA) [4] ❚ Tab. 1 Comparison of shrinkage parameters of concretes without and with IC (using SLWA) [4]


šená odolnosť voči vzniku trhlín výrazne znižujúcich životnosť konštrukcie, obzvlášť ak je vystavená agresívnemu prostrediu. Rovnako pozitívne pôsobí aj nízka permeabilita betónov s nízkym vodným súčiniteľom, ktoré je možné vyrábať aj za pomoci SLWA.

Ing. Peter Briatka Technický a skúšobný ústav stavebný Studená 3, 821 04 Bratislava e-mail: [email protected] Doc. Ing. Peter Makýš, PhD. Stavebná fakulta STU Katedra technológie stavieb Radlinského 11, 813 68 Bratislava

Literatúra: [1] Lura P.: Superabsorbent polymer in concrete, Workshop Reducing Early-Age Cracking in Concrete Today, held at Purdue University, West Lafayette, 2008 [2] Henkensiefken R., Nantung T., Weiss W. J.: Reducing Restrained Shrinkage in Concrete: Examining the Behaviour of Self-Curing Concrete Made using Different Volumes of Saturated Lightweight Aggregate, proceedings of Concrete Bridge Conference held in May 2008 in St. Louis, USA, 2008 [3] ASTM C 1581-04 Standard Test Method for Determining Age at Cracking and Induced Tensile Stress Characteristics of Mortar and Concrete under Restrained Shrinkage [4] Radlinska et al.: Shrinkage Mitigation Strategies in Cementitious Systems: a Closer Look at Differences in Sealed and Unsealed Behavior, accepted by Transportation and Research Board for publication, Purdue University, West Lafayette, 2007 [5] ASTM C 157 Standard test method for length change for hardened hydraulic-cement, mortar and concrete [6] Henkensiefken R., Briatka P., Bentz D., Nantung T., Weiss J.: Plastic shrinkage cracking in internally cured mixtures made with pre-wetted lightweight aggregate, Concrete International, Vol. 32, No. 2, ACI, Farmington Hills (USA), 2010 [7] ASTM C 1579-06 Standard test method for evaluating plastic shrinkage cracking of restrained fiber reinforced concrete (Using a steel form insert) [8] Bentz D. P.: Internal Curing Lightweight Aggregates – Part I, Workshop Reducing Early-Age Cracking in Concrete Today, held at Purdue University, West Lafayette, 2008 [9] Bentz D. P., Halleck P. M., Grader A. S., Roberts J. W.: Four-Dimensional X-ray Microtomography Study of Water Movement during Internal Curing, Proceedings of the International RILEM Conference – Volume Changes of Hardening Concrete, Bagneux, France, 2006


47

VĚDA A VÝZKUM

❚


NAVRHOVÁNÍ PROSTUPŮ NOSNÍKŮ S POUŽITÍM MODELŮ NÁHRADNÍ PŘÍHRADOVINY ❚ DESIGN OF OPENINGS IN BEAMS USING STRUT-AND-TIE MODELS Jiří Šmejkal, Jaroslav Procházka Článek uvádí modely náhradní příhradoviny pro analýzu oblastí nosníků s prostupy a návrh příslušné výztuže. Modely náhradní příhradoviny jsou uvedeny pro malé a velké prostupy v nosnících s přihlédnutím k ČSN EN 1992-1-1 a DIN 1045-1. Na základě nelineárních analýz, praktických zkušeností a závěrů experimentů jsou pak uvedena doporučení pro návrh poruchové oblasti v okolí prostupů. ❚

The article introduces strut-and-

tie models for analysis of beam regions with openings and for design of their reinforcement. The strut-and-tie models are described for small and large openings with regard to ČSN EN 1992-1-1 and DIN 1045-1. Based on the non-linear analyses, experiences and measurements, the recommendations for design of D-regions around the openings are given.

PROSTUPY V NOSNÍCÍCH

S prostupy v nosnících se velmi často setkáváme jak u monolitických tak i prefabrikovaných železobetonových konstrukcí. Prostupy se většinou provádějí pro snadnější vedení instalací. Prostup v nosníku ovlivňuje průběh vnitřních sil v jeho okolí. Z hlediska návrhu nosníku můžeme prostupy rozdělit 1

na malé a velké. U malých prostupů zůstává v jeho blízkém okolí přibližně v platnosti Bernoulliova hypotéza zachování rovinnosti průřezu po deformaci nosníku a lze vytvořit běžný příhradový model nosníku s přihlédnutím k poloze prostupu. Zpravidla se jedná o kruhové prostupy. Pokud je prostup nevhodně umístěn nebo je velký, neplatí zde už Bernoulliova hypotéza o zachování rovinnosti průřezu. Prostup výrazně ovlivňuje rozdělení vnitřních sil v oblasti prostupu a je nutné vytvořit modely náhradní příhradoviny v D-oblastech před a za prostupem a v horním a dolním pasu kolem prostupu. Pro všechny prostupy platí podmínka plynulého přechodu modelů náhradní příhradoviny do sousedních částí prvku. Velikost poruchové oblasti lze odhadnout na základě Saint Venantovy hypotézy, podle které je délka poruchové oblasti přibližně rovna výšce prvku (obr. 1). V normě ČSN EN 1992-1-1 [1] nejsou k řešení prostupů bližší pravidla. Při návrhu prostupů v nosnících lze vyjít z předpisů DAfStb Heft 459 [3], Heft 525 [5], BetonKalender 2001 [10], BetonKalender 2005 [2], BetonKalender 2009 [7] apod. Německé předpisy sice vycházejí z DIN 1045-1 [4], v oblasti tvorby modelů náhradní příhradoviny pravidla uve2

h

h

M

M V N

B

D

D

N

B

a) h

hh

hh

h

V

h M

M V N

b)

B

D

D hd

B

hh

N

h

V

hd

hd

Obr. 2 Kruhové prostupy ve střešním vazníku ❚ Fig. 2 Circular holes in the roof truss Obr. 3 Model náhradní příhradoviny pro malý kruhový prostup ❚ Fig. 3 S&T model for the small circular opening

CCT

hh - 0,4x + r

Fc1 2 1

c1

r e1 + r

Fc

0,4x

Fc1

Ft1

N Ed

hh c1

r

VEd

Ft2

z

h ot

0

T´1

svislé tahové síly T´

CTT

Ft

h z1

hd

2r T´1 = VEd /e1

z.cot 0 e1

Obr. 5a, b Modely náhradní příhradoviny pro několik malých prostupů ❚ Fig. 5a, b S&T models for several small circular openings

48

Ft1

MEd

Obr. 4a, b, c Modely náhradní příhradoviny pro oblast s kruhovým prostupem u konce nosníku ❚ Fig. 4a, b, c S&T models for region with the small circular opening at the end of beam

Obr. 6a, b Modely náhradní příhradoviny pro šikmé třmínky ❚ Fig. 6a, b S&T models for inclined stirrups

počátek prostupu

Obr. 1 Poruchové oblasti kolem prostupu v nosníku, a) malý prostup, b) velký prostup ❚ Fig. 1 Disturbed regions around the beam opening, a) small opening, b) large opening

Fc

CCT

Detail geometrie nad prostupem

e2

e1 V Ed

3

VEd1

VEd2


❚

3/2010

❚

VĚDA A VÝZKUM

dena v [1] jsou stejná. Následné posouzení jednotlivých prvků modelu jako jsou styčníky, tlačené a tažené pruty je nutné provést v souladu s ČSN EN 1992-1-1 [1]. Postup návrhu je přiblížen v následujících odstavcích. N ÁV R H P Ř I J E D N O T L I V Ý C H M A LÝ C H K R U H O V Ý C H PROSTUPECH

Nejčastějším případem prostupu v nosníku je malý kruhový otvor. Maximální velikost otvoru závisí na jeho umístění po výšce profilu (obr. 2). Velikost otvoru lze také ovlivnit nakloněním třmínků. Správné naklonění třmínků nosníku je v praxi problematické a u monolitických konstrukcí se nedoporučuje. Běžným případem je použití svislých třmínků, které jsou uvažovány v následujících návrhových postupech. Při návrhu D-oblasti je nutné vycházet z rozhodujících vnitřních sil (MEd, VEd event. NEd), které působí v oblasti prostupu. Dále je nutné definovat oblast před a za prostupem s přihlédnutím k umístění prostupu. Oblast před prostupem je u líce prostupu, ve kterém je posouvající síla v absolutní hodnotě menší než absolutní hodnota posouvající síly za prostupem (obr. 3). Polohu oblasti za prostupem ovlivňuje tlačená betonová diagonála umístěná nad nebo pod prostupem (obr. 3). Rozhodující posouvající síla pro návrh táhla Ft1 bude ta, která působí před prostupem. Pro návrh betonové vzpěry a táhla Ft2 se uvažují vnitřní síly, které působí v řezu ve středu délky betonové vzpěry. V oblasti před prostupem vzniká táhlo Ft1 s koncentrovanou třmínkovou výztuží v šířce e1. Za prostupem není táhlo bezprostředně u prostupu, ale je odsunuto o e2-2r od líce prostupu dle geometrie diagonální vzpěry (r je poloměr kruhového prostupu). Táhlo za prostupem Ft2 předpokládáme rovněž v šířce e1. Šikmá betonová vzpěra se opírá do oblasti uzavřené třmínky. Při horním líci nosníku se jedná o styčník CCT a při spodním líci nosníku o styčník CTT. Velikost styčníků a zakotvení táhel bylo uvedeno v [6]. Obdobně jako u všech poruchových oblastí vznikají v betonové vzpěře příčné tahy (viz [6] a [8]), které je nutné vykrýt svislými třmínky a vodorovnými příložkami. Kolem prostupu je nutné konstrukčně doplnit i šikmé příložky, které redukují rozvoj diagonálních trhlin v tažených částech prostupu. Z modelu náhradní příhradoviny (obr. 3 a 5) vyplývá optimální umístění otvoru přímo nad dolním taženým pasem, nebo pod horním tlačeným pasem při návrhu svislých třmínků a ve středu výšky při použití šikmých třmínků (obr. 6). Pro návrh D-oblasti v okolí malého kruhového prostupu vyjdeme z geometrie průřezu nosníku a z velikosti kruhového prostupu o poloměru r. Předpokládáme nosník o celkové výšce h, výšce horního pasu nad prostupem h h a výšce dolního pasu pod prostupem hd. Dále známe rameno vnitřních sil z v místě před prostupem (obr. 3). Při návrhu postupujeme následovně: • Nejprve stanovíme výztuž v táhle před prostupem a šířku táhla e1. Plocha výztuže As1 se stanoví As1 =

Ft1 fywd

=

VEd fywd

,

α = 90 − (α 1 + α 2 ) , o

3/2010

❚

(2)

zbývající B-oblast

4 M Ed

0

VEd

c1

B

B

0

a) M Ed VEd

c1

B 0

b) M Ed VEd

c1

B 0

c)

kde α1 a α2 jsou pomocné úhly, které stanovíme z následujících vztahů ⎛ ⎞ e1 + r ⎟⎟ , α 1 = arctg ⎜⎜ h − 0, 4 x + r ⎝ h ⎠ ⎛ r α 2 = arcsin ⎜⎜ 2 2 ⎝ (e1 + r ) + ( hh − 0,4 x + r )

⎞ ⎟ ⎟, ⎠

kde x je výška tlačené oblasti v průřezu (před prostupem). Přitom je třeba dodržet omezení sklonu tlačené diagonály podle [1] 21,8° ≤ α ≤ 45°. Nutné je dodržet i omezení výšky tlačené oblasti. • Pomocí úhlu sklonu α stanovíme šířku betonové vzpěry c1 c1 = e1 sin α .

(3)

5 M Ed

M Ed

0

VEd

z

T´1 2r


e2

e1

s ? z.cot 0 e1

e2

e1

z.cot 0 e1

M Ed

M Ed

0

VEd

z

c1

c1

0

b)

T´1 2r


e1

s = e1 e2

z.cot 0

e2

e1

6 M Ed VEd

c1

B

D

D

0

a) M Ed VEd

c1

M Ed VEd

b)


VEd

c1

c1

0

a)

(1)

kde fywd je návrhová pevnost smykové výztuže – třmínků a VEd návrhová posouvající síla působící v líci před prostupem. Při návrhu výztuže stanovíme průřez třmínků, jejich počet a vzdálenost, dále stanovíme šířku táhla e1 – viz [6]. • Z geometrie oblasti stanovíme úhel α podle obr. 3. Úhel α sklonu tlačené betonové diagonály stanovíme ze vztahu


49

VEd

❚

VĚDA A VÝZKUM


7a

7b Maximální velikost kruhového prostupu

Maximální velikost kruhového prostupu

VEd

0,4

VEd

0,4

B = 21, 8 °

B = 21, 8 °

B = 25° 0,3

B = 25° 0,3

B = 30°

B = 35°

B = 45°

B = 45°

0,2

0,2

0,1

0,1

0

r/z 0

0,05

0,1

0,15

B = 30°

B = 35°

0,2

0,25

0

0,3

r/z 0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

Obr. 7 Maximální informativní velikost malého kruhového prostupu v nosníku v závislosti na výšce dolního pasu, a) hd/z = 0,10, b) hd/z = 0,25 ❚ Fig. 7 Maximum informative size of small circular opening in beam depending on height of lower chord, a) hd/z = 0,10, b) hd/z = 0,25 Obr. 8 Výztuž vazníku s kruhovými prostupy ❚ Fig. 8 Reinforcement of roof truss with circular openings Obr. 9a, b Výsledky nelineární analýzy nosníku s prostupem a model náhradní příhradoviny ❚ Fig. 9a, b Results of nonlinear analysis of beam with opening and its S&T model Obr. 10 Rozdělení vnitřních sil do horního a dolního pasu kolem velkého prostupu nosníku ❚ Fig 10 Distribution of internal forces in lower and upper chord surrounding large opening in beam

8

• Ověříme napětí v betonové vzpěře – viz [6]

VEd1

σC =

b c1 sin α

c σ Rd ,max ,

(4)

kde b je rozhodující šířka nosníku, σRd,max návrhové napětí na mezi únosnosti tlačené betonové vzpěry při vzniku příčných trhlin (vztah 6.57N [1]) a VEd1 návrhová posouvající síla působící v řezu ve středu délky betonové vzpěry. • V taženém spodním pasu bude působit síla F t Ft =

MEd 2 − NEd2 z1 z

+

VEd 2 2 tan α

+ NEd2 ,

(5)

kde z1 je vzdálenost těžiště tažené výztuže k těžišti průřezu, MEd2 návrhový ohybový moment v řezu ve středu délky betonové vzpěry, NEd2 návrhová normálová síla působící v řezu ve středu délky betonové vzpěry v těžišti nosníku a VEd2 návrhová posouvající síla působící v řezu ve středu délky betonové vzpěry. • V tlačeném horním pasu bude působit síla Fc. Rozhodující vnitřní síly jsou stejné jako u vzorce (5). Fc = −

MEd 2 − N Ed2 z1 z

+

VEd 2

.

(6)

2 tan α

• Překontrolujeme únosnost v horním a spodním pasu

a geometrii modelu náhradní příhradoviny. Při změně geometrie je nutné opakovat výpočet. • V dalším kroku navrhneme výztuž zachycující vznikající příčné tahy v betonové vzpěře. Navrhneme ortogonální výztuž. Pro návrh výztuže použijeme principy uvedené v [6]. Vzhledem k tomu, že se předpokládá vznik příčného ta50

hu především ve čtvrtinách délky betonové vzpěry, je nutné vložit svislé třmínky a vodorovné příložky i do horní části nosníku nad prostupem. • Pro spolehlivý přenos sil ve styčnících je nutné překontrolovat zakotvení třmínků působících jako táhla v oblasti styčníku – bližší viz [6]. Pro první posouzení vhodnosti kruhového prostupu lze použít diagramy na obr. 7a a 7b. Na obrázcích představuje vztažná posouvající síla ν ´Ed hodnotu dle vztahu ´ = ν Ed

VEd 1 b z ν ´ fcd

,

(7)

kde kromě již výše uvedených proměnných je hodnota ν ´ = 1 – fck / 250 podle [1]. Hodnoty odečtené z grafu jsou pouze informativní. Návrh při několika malých kruhových prostupech Pokud kruhové prostupy jsou v takové vzdálenosti, že oblasti diskontinuity se nepřekrývají, lze oblast kolem každého prostupu posuzovat samostatně. Například první nosník uvedený na obr. 4a. V tomto nosníku zůstala oblast B mezi oblastí D u prostupu a oblastí D v místě uložení nosníku. U nosníku na obr. 4b obě D oblasti (u otvoru a v místě uložení nosníku) na sebe přímo navazují; model náhradní příhradoviny je zde ovlivněn navazujícími D-oblastmi. Pokud se oblast D s kruhovým prostupem posune ještě více k místu uložení (nosník na obr. 4c), obě D-oblasti splynou. Při návrhu modelu náhradní příhradoviny podle obr. 5 vzniká nad betonovou diagonální vzpěrou prostor pro druhý kruhový prostup (obr. 5a, b). Při vhodném umístění druhé-


❚

3/2010

❚

VĚDA A VÝZKUM


10

9a

NEd,h VEd,h M Ed,h

x I h, Ah

l ot M Ed

hh

B VEd

N Ed

B

zot

D

D B

h ot h

B

M Ed N Ed V Ed

hd

Id , A d

9b

MEd,d VEd,d N Ed,d rozhodující vnitĜní síly

ho prostupu se model náhradní příhradoviny příliš nezmění. Pokud takováto dvojice kruhových prostupů bude od druhé dvojice prostupů dostatečně vzdálena (s ≥ zcotθ), lze postupovat při návrhu D-oblastí jako u jednotlivých dvojic prostupů (obr 5a). Budou-li však dvojice prostupů vzájemně blíže (z cotθ > s ≥ e1), musí se při návrhu D-oblasti vytvořit pro obě dvojice prostupů společný model náhradní příhradoviny (obr. 5b). Pokud se kruhový prostup posouvá do středu průřezu, je výhodné v této oblasti použít šikmé třmínky. Odpovídající modely náhradní příhradoviny jsou na obr. 6a, b. Na obr. 6a je model pro samostatný prostup a na obr. 6b je část modelu pro řadu prostupů. Systém šikmých třmínků je nutné doplnit další ortogonální výztuží pro zachycení příčných tahů vznikajících v betonových vzpěrách. Na obr. 8 je zobrazeno uspořádání výztuže v oblasti dvou kruhových prostupů železobetonového střešního vazníku. Pro výpočet poruchové oblasti nosníku v okolí prostupů je výhodné použít nelineární analýzu. Výsledky nelineární analýzy oblasti získané programem ATENA 2D jsou na obr. 9a, b. Na obr. 9a je do výsledku analýzy oblasti s jedním prostupem dokreslen model náhradní příhradoviny. Na obr. 9b jsou řešeny dva kruhové prostupy vedle sebe. Nelineární analýzy oblastí dokládají poměrně dobrou shodu s teoretickým modelem náhradní příhradoviny. Z obrázku 9b je patrno, že řešení pomocí modelu z obr. 3 není pro blízké prostupy ve středu průřezu nosníku optimální. Pokud by nebylo možné vyztužit oblast šikmými třmeny, bude nutné při návrhu postupovat jako u velkého prostupu. U nelineárních metod je nutné uvážení působení betonu v tahu, se kterým se podle ČSN EN 1992-1-1[1] v mezním stavu únosnosti nepočítá. N ÁV R H V E L K Ý C H P R O S T U P Ů V N O S N Í K U

U velkých prostupů v nosníku dochází k deplanaci příčného průřezu a neplatí Bernoulliova hypotéza. Kolem velkého prostupu vznikají poruchové D-oblasti, které řešíme pomocí náhradní příhradoviny (obr. 1b a 10). Na rozdíl od řešení malých prostupů nelze vytvořit jeden univerzální model náhradní příhradoviny. Modely jsou závislé nejen na geometrii prostupu, 3/2010

❚

MEd VEd

nosníku a možnostech vyztužení oblasti, ale i na zatěžovací kombinaci (model A – viz dále). Ohraničení oblastí D kolem prostupu vychází opět ze Saint Venantova principu. Předpokládá se, že vzniká poruchová oblast před a za prostupem v délce rovné výšce průřezu od líce prostupu, která dále pokračuje do jednotlivých pasů na délku rovnou výškám jednotlivých pasů (obr. 1b). Vnitřní část horního a dolního pasu se uvažuje jako standardní nosníková B-oblast. Pro výpočet D-oblastí kolem velkého prostupu byla vytvořena řada modelů náhradní příhradoviny. Při jejich sestavování se vychází z rozdělní vnitřních sil na vnitřní síly vzniklé z vnějšího zatížení (primární) a vnitřní síly (sekundární – druhotné) vzniklé ze změny průřezu. Působící ohybový moment se primárně rozdělí do dvojice sil působící v těžištích horního a dolního pasu. V místě vetknutí pasů do plného průřezu vznikají druhotné vnitřní síly. Vetknutí pasů se analyzuje modelem náhradní příhradoviny. Tak vzniká poměrně komplikovaný komplexní model náhradní příhradoviny. V literatuře jsou nejčastěji publikovány tři modely náhradní příhradoviny A, B a zjednodušený model podle DAfStb Heft 459 [3]. Nejčastěji se používá zjednodušený model podle [3]. Modely A a B jsou přesnější, ale při řešení oblasti výrazně náročnější. Přínosem modelů je kromě přesnějšího popisu chování oblasti i úspora výztuže ve srovnání se zjednodušeným modelem. Modely nejsou navrženy na prostupy, které jsou ve středu rozpětí nosníků se symetrickým zatížením. V tomto případě lze vyžít pro modelování oblasti redukci dolního pásu na táhlo a horního na tlačený pás. Při tvorbě modelu náhradní příhradoviny podle [3] se vychází z analogie s Vierendeelovým nosníkem. Nosné prvky kolem prostupu se uvažují jako obdélníkový rám s nekonečně tuhými stojkami (navazují na celý průřez nosníku). Horní příčel tvoří horní pas nosníku nad prostupem a dolní příčel tvoří dolní pas nosníku pod prostupem. V následujících vzorcích jsou veličiny horního pasu označeny indexem h a veličiny dolního pasu označeny indexem d. Návrh výztuže příčlí se provádí podle nosníkové teorie – oblast B. Nosníky horního a dolního pasu jsou nepřímo uložené do masivní části průřezu (u samostatných prostupů) – viz [9]. U nepřímého uložení je nutné také uvažovat zvětše-


51

VĚDA A VÝZKUM

❚


je nutné příslušně upravit model náhradní příhradoviny. Rozdělení vnitřních sil do horního a dolního pasu je nutné pro návrh výztuže obou pasů a pro celkový návrh oblasti zjednodušeným modelem podle DAfStb Heft 459 [3]. U přesnějších modelů A a B se rozdělení vnitřních sil dále nevyužívá.

w 0,80 h d /h = 0,1

h d /h = 0,8 0,60 h d /h = 0,7

h d /h = 0,2

0,40 h d /h = 0,6 0,20

0,2 0,00 0,00

h d /h = 0,5 0,4 0,3 0,20

0,40

0,60

0,80

h h /h

11 Obr. 11 Součinitel w pro stanovení polohy nulového momentu na horním a dolním pasu u prostupu ❚ Fig. 11 Coefficient w for determination of zero bending moment in lower and upper chord Obr. 12 a) Model náhradní příhradoviny pro přenos normálové síly, b) naklonění průřezu při excentrické normálové síle ❚ Fig. 12 a) S&T model for transmission of axial force, b) inclining of section by eccentric axial force

ní maximální tahové síly v pasu o hodnotu 0,5VEdcotθ podle vztahu 6.18 ČSN EN 1992-1-1 [1]. Posouzení horního tlačeného pasu lze provést na maximální ohybový moment v místě vetknutí, což je na straně bezpečnosti. Poruchovou oblast horního pasu v místě uložení není nutné samostatně posuzovat, rozhodující pro návrh je tlačená betonová diagonála pasu. V taženém dolním pasu je vhodné volit sklon tlačené diagonály θd = 45º. Pokud je tažený pas nízký, je optimální vůbec nepředpokládat přenos posouvající síly, pas se tak redukuje na táhlo [10]. Rozdělení vnitřních sil do dolního a horního pasu Pro návrh velkého prostupu je nutné nejprve rozdělit vnitřní síly v oblasti prostupu do horního a dolního pasu. Z celkového modelu prvku stanovíme vnitřní síly v místě prostupu bez ohledu na prostup v nosníku metodami lineární analýzy. Uvedené zjednodušení umožňuje i ČSN EN 1992-1-1 [1]. V praxi se běžně řeší prostupy až po dokončení celkové analýzy konstrukce, protože dříve k nim nejsou podklady. Uvedeným zjednodušením není nutné opravovat celkovou analýzu konstrukce při upřesnění prostupů. Pro zjednodušení se neuvažuje s působením zatížení přímo ani na horním ani na dolním pasu. Na dolním pasu zatížení obvykle nepůsobí, prostupem prochází technologie, která se o dolní pas neopírá. Na horním pasu naopak takřka vždy působí zatížení. Jeho vliv na průběh momentů v horním pasu se obvykle zanedbává. Pokud by vliv zatížení na průběh momentů v horním pasu nebyl zanedbatelný (např. při působení většího osamělého břemene apod.), 52

Rozdělení posouvajících sil Na rozdělení posouvajících sil do horního a dolního pasu není jednotný názor. Problém spočívá ve změně únosnosti průřezu při působení normálové síly. Při taženém průřezu únosnost klesá o cca 15 % normálového napětí, které působí v průřezu, a naopak při tlačeném průřezu únosnost cca o stejnou hodnotu roste v souladu se vztahem 6.2 z [1]. Dolní pas u prostupu je většinou tažen a často je porušen trhlinami po celé výšce. Únosnost dolního pasu je výrazně nižší a v literatuře se uvádí, že dolní pas přenáší pouze 10 až 20 % celkové posouvající síly [3]. Vliv rozdělení posouvajících sil nemá na konečný návrh oblasti rozhodující vliv. V praxi se používají podle [3] následující metody rozdělení: • Rozdělení posouvajících sil v poměru momentů setrvačnosti. Rozdělení vychází z lineárně pružného řešení rámu bez vlivu smykových deformací a bez vlivu změny únosnosti průřezu vlivem normálových sil. VEd , h = VEd

Ih

a VEd ,d = VEd

I h + Id

Id I h + Id

,

(8)

kde Ih a Id jsou momenty setrvačnosti horního resp. dolního pasu a VEd je rozhodující posouvající síla z celkové analýzy prvku. • Rozdělení posouvajících sil na základě parametrických studií VEd ,d = VEd

Ad Id Ah Ih +

Ad Id

a VEd , h = VEd − VEd ,d .

(9)

• Upravené rozdělení posouvajících sil v poměru upravených

momentů setrvačnosti. VEd , h = VEd

Ih Ih, zvt + Id , red

a VEd ,d = VEd

Id

, (10)

Ih, zvt + Id , red

kde Id,red je redukovaný moment setrvačnosti dolního pasu porušeného trhlinami a Ih,zvt je zvětšený moment setrvačnosti stlačeného horního pasu. Úpravu únosností můžeme stanovit ze změny únosnosti průřezu při tahové a tlakové normálové síle podle vztahu 6.2 z ČSN EN 1992-1-1 [1]. Únosnost horního nebo dolního pasu stanovíme s vlivem normálové síly. Poměrem mezi změněnou únosností a únosností bez normálového napětí potom upravíme moment setrvačnosti průřezu dolního nebo horního pasu. Pro velmi štíhlé dolní pasy lze zredukovat dolní pas na tažený prvek a neuvažovat s přenosem posouvající síly. Tento princip lze využít jako zjednodušení při výpočtu mezních stavů použitelnosti. Rozdělení normálových sil Normálové síly lze rozdělit podle obr. 12a na dolní a horní pas podle geometrických parametrů obou pasů NEd ,d = NEd

zdN zdN + zh N

a NEd , h = NEd

zh N zd N + zh N

.

(11)

Při rozdělení vzniká před prostupem a za prostupem tahová síla TN a následně tlaková síla C N – viz obr. 12. Vzdá-


❚

3/2010

❚

VĚDA A VÝZKUM

kde VEd a MEd jsou vnitřní síly na kraji prostupu.

N hN R1 -N Ed

R2 R3 R4

hh C1N

z hN z dN

T2N


h ot

-N Ed h

• Poloha nulového bodu x se stanoví ze vztahu

x=

hd

MEd 1 1 − + w VEd lot 2 2

,

(16)

N dN 1( 2

12a

kde součinitel w se stanoví podle vztahu

.z.cot 0h+ z.cot 0h) nebo 0,6(z hN +zdN )

Ih

12b

2 zot

z hN -NEd

-N Ed zdN ld

l

lenost mezi tahovou a tlakovou silou označujeme zCT a lze stanovit podle vztahu z CT ≈ 0, 6( z d N + z h N ) .

(12)

zh N 0, 6( z d N + z h N )

= NEd ,d

zdN 0,6( z d N + z h N )

.

(13)

lot NEd E ( z dN + z hN )

2

⎛z z ⎞ ⎜⎜ dN − hN ⎟⎟ . Ad ⎠ ⎝ Ah

(14)

Rozdělení ohybových momentů Pro zjednodušení se neuvažuje s působením zatížení přímo na horním ani na dolním pasu. Pokud na oba pasy nepůsobí zatížení, lze uvažovat průběh ohybových momentů lineární (obr. 10). Pro rozdělení momentů je rozhodující stanovit bod s nulovým momentem. Jako první přiblížení lze umístit nulový bod do poloviny rozpětí horního pasu. To však vede k podhodnocenému ohybovému momentu při návrhu výztuže obou pasů. Pro stanovení polohy x nulového bodu lze použít následující postupy: • Pro poměr hot / h ≤ 0,5 platí max( hh ; hd ) M Ed x 1 = − lot 2 37 VEd lot min( hh ; hd )

a pro hot / h > 0,5 min( hh ; hd ) MEd x 1 = − lot 2 5 VEd lot max( hh ; hd ) 3/2010

❚

Id

+

Ih Ah

+

2

Ih

Id Ah Ih

Ad

+

+

Ih

Id Ad

2 Ih

2

Id Ah

+

Ih

,

Id Ad

kde Ih,d jsou momenty setrvačnosti horního resp. dolního pasu, Ah,d jsou průřezové plochy horního resp. dolního pasu a zot je vzdálenost mezi těžištěm horního a dolního pasu. Pro zjednodušení lze použít grafů uvedených na obr. 11. Pokud je známa poloha nulového bodu x, lze rozdělit vnitřní síly bez řešení staticky neurčitého rámu. Pokud označíme za rozhodující vnitřní síly na celkovém prvku M Ed a VEd hodnoty odpovídající poloze nulového bodu x v rámci prostupu, pak lze primární vnitřní síly stanovit podle následujících vztahů: • Návrhové ohybové momenty horního a dolního pasu v místě vetknutí MEd,h = max [VEd,h . x; VEd,h . (lot – x)] , (17)

• Návrhové normálové síly z nahrazení momentu M Ed dvoji-

cí vnitřních sil

Pro modely, u kterých normálová síla není hlavním namáháním prvku, lze rameno dvojice sil zCT převzít shodně s dílčími modely pro posouvající sílu a ohybový moment – viz modely A, B a zjednodušený model. Pokud je prostup umístěn excentricky nebo pokud je normálová síla excentrická, vznikají v horním a dolním pasu různá namáhání, a tím i různá přetvoření, která vedou k natočení průřezu (obr. 12b). Úhel natočení lze odhadnout podle vztahu κ =

Ih

Ad

2

+

MEd,d = max [VEd,d . x; VEd,d . (lot – x)] .

Tahová síla TN při okraji otvoru je rovna TN = NEd , h

Ah

w=

lh

Ih

+

3

,

(15a)

,

(15b)

3

NEd, h = −

MEd zot

a NEd,d =

MEd zot

.

(18)

Všechny modely (A, B a zjednodušený model [3]) dávají před a za prostupem ve třmínkách tahové síly větší než odpovídající tahové síly při řešení B-oblasti, pokud by nosník neměl v daném místě prostup (důležité kritérium pro ověření výsledků). Soustředěná třmínková výztuž není umístěna jen bezprostředně u líce prostupu, ale také v určité vzdálenosti od líce (obr. 13, 14 a 15). To je nutné mít na paměti při stanovení kotevní délky podélných příložek kolem prostupu. Příložky nemohou být protaženy za líc prostupu jen na kotevní délku, to je naprosto nedostatečné. Příložky u tažených rohů musí být protaženy až do příslušných styčníků a tam teprve zakotveny. Model A Model A vychází z předpokladu, že tahové a tlakové síly z horního a dolního pasu ovlivňují tvar krajních tlačených diagonál C2 a C12 (obr. 13a, b). Tahová síla z horního pasu A1 způsobí v tlačené vzpěře C2 její vychýlení (styčník 4 – obr. 13a). Jedná se o kinematický model náhradní příhradoviny, což představuje pro každou zatěžovací kombinaci vytvoření samostatného modelu. Pro zajištění univerzálnosti použití modelu jsou použity součinitelé κ1 a κ2. Součinitelé κ1 a κ2 se zvolí podle geometrie prostupu a nosníku, dle únosnosti betonu v tlaku a dle možnosti vyztužení dané oblasti. Součinitelé se volí obvykle v rozsahu 0,5 < κ1 < 2 a 0,5 < κ2 < 2. Malé hodnoty součinitelů vedou na malé oblasti zakotvení výztuže pasů kolem prostupu a k velké koncentraci tahové výztuže bezprostředně před a za prostu-


53

❚

VĚDA A VÝZKUM


MODEL A - záporná posouvající síla e

0,5 z.cot 0

1

2

z.cot 0

h

M

Ed

z .cot 0h

1 h

Ed Ed

1

3

G

M rozhodující V vnitĜní síly N

h

G

1

G C T 0

1

5

h

A

N h

h

z

hG

hN

hR

1

z V

N V

z z

3

1

4

M

2

10

ot

T

C

T

2

2

1

h

z

s

h

d

G

6

A C T

V

2

3

0

d

M

C

8

5

2

0

4

4

2

z

z z

d

d

N

dN

dG

4

G C

2

e

0,5 z.cot 0

1

2

3

6

3

z.cot 0

7

G

4

G

9

5

z .cot 0h

1 h

zd.cot 0d zd.cot 0d

T

1

T

svislé tahové síly T

2

13a 13b zh.cot 0h

M

1 zd.cot 0d zh.cot 0h

14

zhG

N z hN

zh

2

13

4

0h

2

e2 z.cot 0

z.cot 0

0

15

hh

3

T2

V 12

T1

M

2

0dR

zd

zs

1

hd

10

zd.cot 0d

2

T1

e2

z.cot 0

svislé tahové síly T

T2

2

Gh z

G2 C8 0hR

G1

C2

A1

3

Obr. 13 Model A pro návrh oblasti nosníku s velkým prostupem, a) model oblasti před prostupem, b) model oblasti za prostupem ❚ Fig. 13 Model A for design of beam region with large opening, a) S&T model in front of opening, b) S&T model behind opening

M Ed rozhodující V Ed vnitĜní síly N Ed

1

1

T3

M

V zh z hG

N

z hN

10

h ot

T2

C3 h

T1 zs

2

hd

0

Gd

7

1

3 5

8

A2 C6

C5

0d

M

V C7

zd zdG z dN

N

4

6

2

1 z .cot 0 ( h 2 h

14

a)

G3

5

G4 1( 2

+ 2)

1

4

G5

Obr. 14 Model B pro návrh oblasti nosníku s velkým prostupem Fig. 14 Model B for design of beam region with large opening

Obr. 15 Zjednodušený model pro přenos ohybových momentů a posouvajících sil podle DafStb Heft 459 – záporná posouvající síla, a) rozdělená krajní betonová vzpěra, b) rozdvojená krajní betonová vzpěra ❚ Fig. 15 Simplified model for transmission of bending moment and shear force according to DafStb Heft 459 – negative shear force, a) distributed outer concrete strut, b) bifurcated outer concrete strut

l bd

a)

G hM

M

M

A1 C1B T2V A2

C1A V(-)

0

C2B C 2A

z

C1

V(-)

T1M

z d.cot 0d

z d.cot 0d

( )z.cot 0 1( 2

zh.cot 0 h z h.cot 0h zd.cot 0d ( )z.cot 0

( )z.cot 0

M V(-)

C3 T1V 0

A1

A2 C12

( )z.cot 0

T2V C11

A 1M

V(-)

0

T2M

z

C2

1( 2

.z.cot 0h+ z.cot 0h)

1( 2


zh z ot

A 2M

zd

( )z.cot 0 1( 2

zh.cot 0 h

15

zd

G hM

G dM Gd zd.cot 0d zd.cot 0 d

z ot


M C1

T2M

l bd

b)

C21 C22

Gh

zh

GdM

zh.cot 0h

b)

A 1M A 2M

0 ( )z.cot 0

❚

Obr. 16 Model náhradní příhradoviny pro přenos sekundárních vnitřních sil ❚ Fig. 16 S&T model for transmission of secondary internal forces

.z .cot 0d+ zh.coth0 ) 1 d

z h.cot 0h z h.cot 0 h zd.cot 0d ( )z.cot 0

( )z.cot 0

Model B Model B (obr. 14) je flexibilnější než model A, není nutné pro každou zatěžovací kombinaci vytvářet nový model. Na druhou stranu předepsaná geometrie modelu náhradní příhradoviny není univerzální a může vést až k nepřípustnému řešení oblasti. Při velkých záporných momentech při kraji prostupu je problematické nalézt odpovídající model náhradní příhradoviny. Model B vychází z obdobného rozdělení vnitřních sil ja-

z.cot 0

MODEL B

hh

h

1 1

V

N

hot

C12 11

z dN z dG

N

M V

z

pem. Rozdílné polohy těžiště horního a dolního pasu mezi B-oblastí nosníku a horního a dolního pasu kolem prostupu jsou zohledněny úhlem γ1 a γ2 podle obr. 13a, b. Model A vychází z obdobného rozdělení vnitřních sil jako u změny průřezu (viz [6]). Z modelu je také patrno, že zakotvení vodorovného táhla A1 je až za styčníkem 4 a nikoliv za lícem prostupu. Styčník 4 také určuje polohu druhé oblasti se soustředěnou svislou tahovou výztuží T1. Pro tahovou sílu T1 také platí T1 > T2. Z toho vyplývá, že koncentrovaná tahová výztuž ve formě třmínků není hned za lícem prostupu. Totéž platí nejen před prostupem, ale i za prostupem (obr. 13b), kde platí T2 > T1. Podrobný návrh modelu A náhradní příhradoviny pro oblast nosníku s velkým prostupem je proveden v publikaci [3] a [10].


16

54


❚

3/2010

❚

VĚDA A VÝZKUM

ko u ozubu nosníku (viz [11]). Síla A1 (obr. 14) je zakotvena ve styčníku 3, kde se rozloží do betonové vzpěry C3 a táhla T1. Celková svislá tahová síla se v oblasti styčníku 3 skládá z T1 a T3. Na tuto sílu navrhujeme svislé třmínky. Jejich maximum opět není bezprostředně za lícem prostupu. Totéž platí i pro oblast za prostupem jako u modelu A. Podrobný návrh modelu B náhradní příhradoviny pro oblast nosníku s velkým prostupem je proveden v publikaci [3] a [10]. Zjednodušený model Pro běžnou praxi jsou modely A a B velmi složité. V publikaci [3] DAStb Heft 459 je navržen zjednodušený postup pro stanovení rozhodujících vnitřních sil v D-oblasti před a za prostupem. Pro zjednodušení jsou síly opatřeny dolním indexem h a d podle toho, zda se jedná o horní nebo dolní pas. Výpočet vychází z rozdělení modelu podle vnitřních sil. Účinky působení normálových sil jsou označeny indexem N, posouvajících sil indexem V a ohybových momentů indexem M. Pro zjednodušený postup výpočtu jsou vnitřní síly rozděleny do primárních účinků ohybového momentu a posouvající síly a sekundárních účinků z vetknutí pasů do plné části průřezu. Zjednodušený postup je navržen pro samostatné velké prostupy, které nejsou ve středu rozpětí nosníku. Pro primární vnitřní síly je vytvořen model náhradní příhradovi-

Obr. 17 Schematický model pro návrh oblasti se zápornou posouvající silou ❚ Fig 17 Schematic S&T model in region with negative shear force Obr. 18 Zjednodušený model pro přenos ohybového momentu a posouvající síly podle DafStb Heft 459 – kladná posouvající síla ❚ Fig. 18 Simplified model for transmission of bending moment and shear force according to DafStb Heft 459 – positive shear force Obr. 19 Schematický model pro návrh oblasti s kladnou posouvající silou ❚ Fig 19 Schematic S&T model in region with negative shear force Obr. 20 Výsledky nelineární analýzy oblasti nosníku s velkým prostupem ❚ Fig 20 Results of nonlinear analysis in beam region with large opening 17

T 0,9h

M N

(-)V

z

h

z

d

l

1,3hh

A T

A

1

A

2

M Ed, h − N Ed, h zhN

A2 =

Th´ =

zh

zd VEd, h zh cot θh

0,9h

T

hot

1

a Td ´ =

M

(-)V

h

M

(+)V

N N

A2

zh zd

T1

2 tan θ h +

+ NEd, h ,

VEd,d

VEd,d

(19)

,

2 tan θd

(20)

.

zd cot θd

1,3hh

(21)

M

hh T2

2

l e=0,6(h+h d+lbd)

0,9h

A1

T

A1

l e=0,6(h+h d+l bd)

T

VEd, h

lot

1,3hd

hd

1

l e=0,6(h+h h+l bd)

+

−MEd,d + NEd,d zdN

0,9h hh

2

A

A1 =

T´h

T

2

Výpočetní postup pro velký prostup a zápornou posouvající sílu – obr. 17 Síly v horním A1 a dolním pasu A2

19

2

T

1

ny, který je na obr. 15a, b a 18. Modely na obr 15a, b se liší první a poslední tlačenou diagonálou. Na obr. 15a je první a poslední tlačená diagonála rozdělena na část, která přenáší posouvající sílu přímo z pasu, a část vynášející posouvající sílu bezprostředně u líce prostupu. Na obr. 15b je model náhradní příhradoviny se společnou první a poslední diagonálou, která se v krajních částech rozdvojuje. Na obr. 18 je model náhradní příhradoviny pro přenos primárních účinků ohybového momentu a kladné posouvající síly. Model je symetrickým obrazem modelu 15a pro zápornou posouvající sílu. Symetrickým překlopením lze vytvořit i modely odpovídající obr. 15b a 16a, b, proto zde nejsou uvedeny. Pro vynášení sekundárních účinků, tedy účinků z vetknutí pasů do plného průřezu, jsou vytvořeny dílčí modely náhradní příhradoviny, které jsou uvedeny na obr. 16a, b. Model 16a a 16b se liší kombinací normálových sil v místě vetknutí. Na obr. 16 je uvedena síla ΔG hM a ΔGdM, které představují normálové síly plynoucí ze změny polohy těžiště tlačeného a taženého pasu při přechodu z jednotlivých pasů na celkový průřez. Modely pro primární a sekundární účinky jsou složeny a výsledky jsou zjednodušeny do následujících přehledů. Označení jednotlivých sil a jejich polohy jsou patrny z obr. 17 pro zápornou posouvající sílu a z obr. 19 pro kladnou posouvající sílu.

h

1,3hd

ot


T1

h ot h hd

A2

N (+)V

l e=0,6(h+h h+l bd)

T´d

d

18

20

zh.cot 0h

( )z.cot 0 zd.cot 0d

( )z.cot 0

zh.cot 0h

M

M

A2

V(+)

0

z

T2V

V

A1 0 zd.cot 0d

( )z.cot 0 zd.cot 0d

3/2010

❚

( )z.cot 0

zh.cot 0h


55

❚

VĚDA A VÝZKUM


Svislé táhlo T1: kde T1 = T1V + T1M + T1N , kde T1M = −

(22)

1,3 A1hh hd + 1, 6 A2 hd (0,8 hh + 1,1hot )

kde T1N = N

≥0,

2

0,7h + hh h zhN zdN ( zdN + zhN ) ( 0,9 h + 1,3hh )

(23)

a T1V = VEd .

(24)

Svislé táhlo T2: kde T2 = T2V + T2M + T2N , kde T2 M =

(25)

1,3 A2 hh hd + 1,6 A1hh ( 0,8 hd + 1,1hot ) 2

0,7 h + hh h z hN z dN

kde T2 N = − N

( zdN + zhN ) ( 0,9h + 1,3hh )

≥0,

(26)

a T2V = VEd, h . (27)

Výpočetní postup pro velký prostup s kladnou posouvající silou – obr. 19 Síly v horním A1 a dolním pasu A2 A*1 = A*2 = Th ´ =

−MEd,d − NEd,d zdN zd MEd, h + NEd, h zhN zh VEd, h zh cot θh

+

a Td´ =

VEd,d

+

+ NEd,d ,

(28)

,

(29)

.

(30)

2 tan θd VEd, h

2 tan θh VEd,d zd cot θd

Svislé táhlo T1: kde T*1 = T*1V + T*1M + T*1N kde T1M* = − kde T1N* = N

(31)

1, 3 A1hh hd + 1, 6 A2 hh ( 0,8hd + 1,1hot )

≥0 ,

(32)

a T1V* = VEd .

(33)

2

0,7h + hd h zhN zdN ( zdN + zhN ) (0,9 h + 1, 3 hd )

Literatura: [1] ČSN EN 1992-1-1 Navrhování betonových konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby, ČNI 2006 [2] Reineck K. H.: Modellierung der D-Bereiche von Fertigteilen. BetonKalender 2005, Ernst & Sohn, A Wiley Company, 2005, ISBN 3-433-01670-4 [3] Hottmann U. H., Schäfer K.: DAfStb Heft 459 Bemessung von Stahlbetonbalken und Wandscheiben mit Öffnungen. Beuth Verlag GmbH, Berlin 1996 [4] DIN 1045-1(08/2008) Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton – Teil 1: Bemessung und Konstruktion. DIN Deutsches Institut für Normung s. V. Beuth Verlag GmbH, Berlin [5] DAfStb Heft 525 Beuth Verlag GmbH, Berlin, září 2003 [6] Šmejkal J., Procházka J.: Navrhování s použitím modelů náhradní příhradoviny, Beton TKS 5/2009. [7] Bachmann H., Steinie A., Hahn V.: Bauen mit Betonfertigteilen im Hochbau. BetonKalender 2009, Ernst & Sohn, A Wiley Company, 2009, ISBN 978-3-433-01854-5 [8] Šmejkal J., Procházka J.: Navrhování konzol s použitím modelů náhradní příhradoviny, Beton TKS 6/2009 [9] Šmejkal J., Procházka J.: Navrhování nepřímo uložených a složených konzol s použitím modelů náhradní příhradoviny, Beton TKS 1/2010 [10] Schlaich J., Schäfer K.: Konstruieren im Stahlbetonbau. BetonKalender 2001, Ernst & Sohn, A Wiley Company, 2001, ISBN [11] Šmejkal J., Procházka J.: Navrhování ozubů nosníků a desek s použitím modelů náhradní příhradoviny, Beton TKS 2/2010 [12] Romech G.: Anwendung der Finite-Elemente-Methode in Betonbau, Ernst&Sohn 2007, ISBN: 978-3-433-01701-2

metrii modelu oblasti. Nelineární metody tedy mohou přinést úspory ve stanovení množství výztuže oblasti. Na druhou stranu nejsou současné předpisy připraveny na spolehlivé a dlouhodobé využití betonu v tahu v mezním stavu únosnosti. Při návrhu oblasti pomocí nelineární analýzy je nutné postupovat iteračně. Množství, tvar a polohu výztuže je nutné postupně optimalizovat. Neoptimalizované použití nelineární analýzy při návrhu výztuže může vést až k výraznému podhodnocení výztuže v dané oblasti [12]. Z ÁV Ě R

Svislé táhlo T2: kde T*2 = T*2V + T*2M + T*2N , kde T2 *M =

(34)

1,3 A2 hh hd + 1, 6 A1hd (0,8 hh + 1,1hot )

kde T2 *N = − N

2

0,7h + hd h zhN zdN ( zdN + zhN ) (0,9h + 1,3hd )

≥0,

(35)

a T* = V . (36) 2V Ed,d

Příklad řešení velkého prostupu nosníku nelineární analýzou programem ATENA 2D je na obr. 20. Při srovnání je patrná dobrá shoda s předpokládaným průběhem tlačených diagonál a trhlin. Nelineární metody výpočtu uvažují tahová napětí v betonu, se kterými v mezním stavu únosnosti obvykle neuvažujeme. Tím je pochopitelně ovlivněn přenos sil z tlačených betonových vzpěr do tažené výztuže. Při konzervativním přístupu metodami náhradní příhradoviny neuvažujeme s tahem v betonu a přenos mezi vzpěrou a táhlem se ve styčníku předpokládá soudržností a zajišťuje se ovinutím celé oblasti výztuží – viz [6]. Tím se poloha styčníku posouvá do středu nosníku ve srovnání se nelineární analýzou. Při nelineární analýze je do přenosu síly mezi vzpěrou a táhlem zapojen beton v tahu, který vzhledem k relativně velkému objemu ve srovnání s výztuží významně ovlivňuje geo56

Prostupy s přilehlými částmi jsou oblasti, které velmi často rozhodujícím způsobem ovlivňují chování prvků. Prostupům nebývá věnována dostatečná pozornost, což může vést k nedostatečné únosnosti celého prvku. Kolem prostupů je nutné umístit nosnou výztuž dle závěrů výpočtu a konstrukční výztuž dle zásad uvedených v [1]. V rozích prostupů, ze kterých se šíří poruchové trhliny, je nutné vkládat konstrukční šikmou výztuž, která podstatně zvyšuje duktilitu celé oblasti. Při návrhu oblasti nosníku s prostupem je nutné po dokončení výpočtu a nakreslení výztuže ověřit předpokládanou geometrii modelu náhradní příhradoviny. Tento příspěvek vznikl za podpory grantu GAČR 103/08/1533. Ing. Jiří Šmejkal, CSc. ŠPS statická kancelář Lísková 10, 312 16 Plzeň tel.: 739 613 929, e-mail: [email protected] Prof. Ing. Jaroslav Procházka, CSc. Odborná společnost pro vědu, výzkum a poradenství ČSSI Komornická 15, 160 00 Praha 6 tel.: 222 938 907, 602 825 789, e-mail: [email protected]


❚

3/2010

VĚDA A VÝZKUM

❚


HODNOCENÍ STAVU ŽELEZOBETONOVÉHO OSTĚNÍ ŠTOL VYSTAVENÉHO CHEMICKY AGRESIVNÍMU PROSTŘEDÍ A PŘEDPOVĚDI JEHO DALŠÍ ŽIVOTNOSTI ❚ THE APPRAISAL OF THE STATE OF REINFORCED CONCRETE JAMB STONE OF DADO TUNNELS EXPOSED TO AGGRESSIVE CONDITIONS TO PREDICT ITS DURABILITY Amos Dufka Tématem článku jsou diagnostické postupy a metody, které byly aplikovány při monitorování stavu ostění štol vystavených působení spodních vod agresivních vůči železobetonu. Cílem realizovaných stanovení bylo posoudit stav železobetonového ostění štol a zejména pak predikovat další životnosti těchto konstrukcí v daném prostředí.

❚

Diagnostic procedures

and methods applied while monitoring the state of jamb stone of dado tunnels exposed to impacts of aggressive groundwater against reinforced concrete are the topics of the article. The assessment of the state of dado tunnels and prediction of the future durability of these constructions in given environment were the aim of realized determinations.

Posuzovanými objekty jsou v tomto případě průzkumné štoly, které jsou součástí výstavby silničního tunelu. Jedná se o dvě štoly, jejichž délka v půdorysném průmětu činí přibližně 800 m (v dalším textu jsou štoly označovány I a II). Při další výstavbě tunelu budou štoly následně propojeny a jejich stěny se stanou součástí primárního ostění vlastního tubusu tunelu. Ražba štol byla prováděna převážně technologií strojního ražení, výrub byl dočišťován klasickou ruční ražbou. Plocha výrubu pro jednu štolu činí 13 2 až 14 m (dle staničení). V počátečních úsecích štol byly provedeny mikropilotové deštníky. Ostění a počva štol jsou tvořeny stříkaným betonem se zaručenou pevností v tlaku 20 MPa. Ostění štol je vy-

ztuženo kari sítí (Ø6 – 100/100 mm) a tuhou důlní výztuží (ocelové profily K24). Tloušťka stříkaného betonu činí 100 mm. Stříkaný beton byl aplikován metodou tzv. suché torketáže. Byl použit portlandský cement CEMI 42,5R (dle ČSN EN 197-1), v dávce 430 kg 3 na 1 m betonu. Jako plnivo bylo použito těžené kamenivo frakcí 0 až 4 a 4 až 8 mm. Směs byla modifikována bezalkalickým urychlovačem tuhnutí a tvrdnutí cementu. Tématem tohoto článku jsou diagnostické postupy, jejichž cílem bylo komplexním způsobem posoudit stav ostění štol a zejména předpovědět jejich další životnost. Diagnostika stříkaného betonu ostění byla prováděna dva roky po dokončení výstavby štol. SPECIFIKACE PROSTŘEDÍ

Z hlediska životnosti štol jsou velmi podstatné hydrogeologické poměry v lokalitách, kterými štoly procházejí, a to především chemické složení podzemních vod. Pro posouzení míry jejich agresivity vůči ostění štol byly v rámci hydrogeologického průzkumu odebrány vzorky vod, které byly podrobeny chemickému rozboru (tab. 1). Vzhledem k přítomnosti síranů lze agresivitu prostředí v jednotlivých štolách hodnotit dle normy ČSN EN 206-1 „Beton – Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda“ způsobem, který je uveden v tab. 2. Po vyhodnocení výsledků geologického průzkumu a chemického rozboru vzorků vod bylo možno prohlá-

Tab. 1 Výsledky chemického rozboru působících vod ❚ Tab. 1 The results of chemical analyse of effecting water

Tab. 2 Tab. 2

Místo odběru vzorků Chemické složení Alkalita Sírany Chloridy Dusičnany Amonné ionty Mineralizace

3/2010

❚

Staničení A 7,7 1 420 mg.l-1 160 mg.l-1 131 mg.l-1 0,3 mg.l-1 1 014 mg.l-1

Štola I Staničení B 7,4 154 mg.l-1 151 mg.l-1 107 mg.l-1 ---

Staničení C 7,7 160 mg.l-1 240 mg.l-1 162 mg.l-1 ---

Staničení A 7,2 320 mg.l-1 --8,4 mg.l-1 --

Štola II Staničení B 7,3 1490 mg.l-1 -----

Staničení C 7,4 480 mg.l-1 --17,1 mg.l-1 1 396 mg.l-1


sit, že vody, které procházejí kvartérními sedimenty, beton síranovou korozí neohrožují. Odlišná situace nastává v případě, kdy vody prochází tercielními sedimenty. Tyto vody lze dle normy ČSN 206-1 označit za vody, které vykazují střední síranovou agresivitu. Uvedené skutečnosti lze shrnout v konstatování, že životnost konstrukcí průzkumných štol je limitována nejen chemismem prostředí, ale též možností výskytu bludných proudů. Tyto skutečnosti bylo nutné zohlednit při posuzovávání stavu ostění štol resp. při předpovědi jejich další životnosti. K O N C E P C E A N A LÝ Z

Cílem prováděných analýz bylo posoudit stav stříkaného betonu ostění a na základě zjištěných skutečností predikovat další životnost ostění štol. Podkladem umožňujícím analyzovat stav materiálů tvořících ostění štol byly skutečnosti zjištěné stanovením fyzikálně-mechanických a fyzikálně-chemických parametrů stříkaného betonu. Předpověď další životnosti ostění byla založena především na porovnání výsledků kontrolních zkoušek realizovaných při výstavbě ostění s výsledky zkoušek prováděných po dvou letech užívání štol. Stanovení parametrů stříkaného betonu bylo prováděno na zkušebních tělesech resp. vzorcích připravených z jádrových vývrtů odebraných ze stěn hodnocených štol. Byly určeny tyto charakteristiky stříkaného betonu: Specifikace agresivity prostředí ❚ The specification of aggressivity of environs

Lokalizace Staničení A Štola I Staničení B Staničení C Staničení A Štola II Staničení B Staničení C

Agresivita prostředí Středně agresivní chemické prostředí Bez síranové agresivity Bez síranové agresivity Slabě agresivní chemické prostředí Středně agresivní chemické prostředí Slabě agresivní chemické prostředí

57

VĚDA A VÝZKUM

❚


Fyzikálně-mechanické parametry: • stanovení objemové hmotnosti (dle ČSN EN 12390-7), • stanovení pevnosti v tlaku (dle ČSN EN 12390-3), • stanovení modulu pružnosti (dle ČSN ISO 6784).

kaného betonu) se pohybuje v intervalu 120 až 170 mm, • dle ustanovení normy ČSN EN 206-1 bylo možno stříkaný beton zařadit do pevnostní třídy C20/25, • statický modul pružnosti stříkaného betonu se pohyboval v intervalu -2 24 400 až 26 200 Nmm .

Fyzikálně-chemická stanovení: • chemický rozbor (dle ČSN 72 0100

a souvisejících ČSN resp. ČSN EN), • rentgenová difrakční analýza (dle metodického postupu VUT FAST, č. 30-33/1), • diferenční termická analýza (dle metodického postupu VUT FAST, č. 30-33/1), • stanovení pH ve výluhu (dle metodického postupu VUT FAST, č. 30-33/1). VÝSLEDKY PROVEDENÝCH A N A LÝ Z

Fyzikálně-chemické vlastnosti betonu: • v lokalitách, ve kterých jsou stěny vystaveny působení vod se střední síranovou agresivitou (tj. vod pronikajících tercielními sedimenty), jsou vrstvy betonu, které jsou v bezprostředním kontaktu se zeminou, zasaženy působením síranů; po dvou letech užívání je míra degradace betonu tvořícího povrch stěn vyvolaná působením síranů nízká; beton „vnitřní“ masy stěny sírany zasažen není, • v lokalitách, ve kterých jsou stěny vy-

V následujícím textu jsou uvedeny poznatky získané monitorováním stavu ostění štol. Pro objektivní posouzení stavu ostění byly analyzovány parametry stříkaného betonu v lokalitách, v kterých je ostění atakováno vodami s rozdílnou agresivitou, tzn. stanovení byla prováděna tak, aby byla postižena jak místa, kde na ostění působí voda bez agresivity, tak místa, kde působí voda se slabou, příp. střední agresivitou. Poznatky získané zkouškami resp. analýzami parametrů betonu ostění je možné shrnout následujícím způsobem:

staveny působení vod slabě agresivních resp. vod bez síranové agresivity, byla míra degradace betonu vyvolaná působením těchto vod v podstatě zanedbatelná, • míra degradace způsobená postupným rozkladem („vyluhováním“) cementové matrice vodou pronikající do struktury betonu je po dvou letech užívání štol nízká. ŽIVOTNOST STŘÍKANÉHO BETONU

Jedním z významných hledisek pro předpovědi životnosti ostění tvořeného stříkaným betonem bylo porovnání výsledků zkoušek pevnosti v tlaku realizovaných při kontrole kvality betonu při výstavbě ostění s výsledky zkoušek provedenými po dvou letech používání ostění. Bylo konstatováno, že výsledky kontrolních zkoušek prováděných při výstavbě štol zařazovaly postupem dle ČSN

Vývoj pevnosti v tlaku

Pevnost v tlaku [MPa]

30

25

20 Pravděpodobná střední hodnota 15

Mezní hodnoty pevnosti Mezní hodnoty pevnosti

10

Fyzikálně-mechanické parametry betonu: • tloušťka ostění (tj. tloušťka vrstvy stří-

betonáž

1 rok

2 roky

3 roky

4 roky

5 let

6 let

5 let

6 let

Časová osa

1

Vývoj pevnosti v tlaku Obr. 1 Vývoj pevnosti stříkaného betonu – vody bez případně se slabou agresivitou ❚ Fig. 1 The development of strenght of jet crete – water without or with low chemical aggressivity


30

Pozn: Předpokládané hodnoty tlakové pevnosti betonu se budou pohybovat v oblasti vymezené šrafovanými křivkami mezních hodnot. Obr. 2 Vývoj pevnosti stříkaného betonu – vody se střední síranovou agresivitou ❚ Fig. 2 The development of strenght of jet crete – water with middle chemical aggressivity Pozn: Předpokládané hodnoty tlakové pevnosti betonu se budou pohybovat v oblasti vymezené šrafovanými křivkami mezních hodnot.

58

25

20 Pravděpodobná střední hodnota 15

Mezní hodnoty pevnosti Mezní hodnoty pevnosti

10 betonáž

1 rok

2 roky

3 roky

4 roky

Časová osa

2


❚

3/2010

Literatura: [1] Dobrý O., Palek L.: Koroze betonu ve stavební praxi, Praha 1998 [2] Matoušek M., Drochytka R.: Atmosférická koroze betonů, IKAS Praha 1998 [3] Attiogbe E. K. and Rizkalla S. H.: Response of concrete to sulfuric acid attack, ACI Mater. J. 84 6 (1988), pp. 481–488

EN 206-1 stříkaný beton do pevnostní třídy C16/20 (tj. třídy předepsané projektovou dokumentací), po dvou letech od výstavby bylo možno beton ostění zařadit dokonce do pevnostní třídy C20/25. Skutečnost, že po dvou letech byly zjištěny vyšší pevnosti než bezprostředně po vybudování ostění, souvisí především s postupně narůstající mírou hydratace slínkových minerálů, což je doprovázeno „zpevňováním“ cementové matrice betonu. Fyzikálně-chemickými analýzami bylo prokázáno, že míra degradace stříkaného betonu je nízká. Toto zjištění jednoznačně koresponduje s výsledky zkoušek pevnosti betonu. S ohledem na zjištěné skutečnosti byl sestaven matematický model umožňující simulovat chování železobetonového ostění štol a predikovat jeho další životnost. Matematický model zahrnoval především výsledky provedených zkoušek (zejména porovnání údajů získaných při výstavbě štol s parametry získanými po dvouleté užívání štol), podmínky vlastního užívání štol a zohledňoval empirické zkušenosti získané s obdobnými typy konstrukcí. Na základě výsledků získaných matematickými simulacemi lze formulovat následující: • Predikce životnosti betonu v lokalitách s pronikajícími neagresivními vodami či vodami se slabou síranovou agresivitou – vývoj tlakové pevnosti stříkaného betonu v těchto lokalitách lze vyjádřit způsobem uvedeným na obr. 1. • Predikce životnosti betonu v lokalitách s pronikajícími vodami se střední síranovou agresivitou – vývoj tlakové pevnosti stříkaného betonu v lokalitách lze vyjádřit způsobem uvedeným na obr. 2. Z ÁV Ě R

Záměrem souboru analýz prezentovaných v článku je posoudit stav železobetonového ostění průzkumných štol vystavených působení vod se zvýšenou chemickou agresivitou a predikovat jejich další životnost. Na základě podrobné a komplexní analýzy této problematiky byl sestaven matematický model umožňující simulovat chování ostění štol v závislosti na míře agresivity protékajících vod a době jejich užívání. Je vhodné, aby získávané poznatky byly zahrnuty do technologických postupů při výstavbě vlastního silničního tunelu.

síla zkušenosti Mott MacDonald Ltd. je jedna z nejvĚtších svĚtových multi-disciplinárních projektovĚ inženýrských konzultaþních spoleþností Mott MacDonald Praha, s.r.o. je þeská poboþka mezinárodní spoleþnosti 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 stupŁŢ projektové dokumentace, Őízení a supervize projektŢ. Tyto þinnosti zajišŘujeme v tĚchto oblastech: Silnice a dálnice Železnice Mosty a inženýrské konstrukce Tunely a podzemní stavby Vodní hospodáŐství Životní prostŐedí Geodetické práce GraӾcké aplikace Inženýring a konzultaþní þinnost Kontakt: Mott MacDonald Praha, spol. s r.o. Ing. JiŐí Petrák Národní 15, 110 00 Praha 1 tel.: +420 221 412 800, fax: +420 221 412 810 www.mottmac.com

Práce byla řešena s podporou VVZ MSM 0021630511 „Progresivní stavební materiály s využitím druhotných surovin a jejich vliv na životnost konstrukcí“, GAČR 103/08/0145 „Vývoj stříkaných betonů určených pro expozici v extrémních podmínkách“.

Ing. Amos Dufka, Ph.D. Vysoké učení technické v Brně, Fakulta stavební Ústav technologie hmot a dílců tel.: 541 147 514, fax: 541 147 502 e-mail: [email protected]

59

VĚDA A VÝZKUM

❚


VLIV KRYSTALIZAČNÍCH PŘÍMĚSÍ NA PEVNOST BETONU V TLAKU ❚ CRYSTALLINE ADMIXTURE EFFECT ON CONCRETE COMPRESSION STRENGTH Jiří Pazderka Článek na základě výsledků experimentálního měření analyzuje vliv krystalizační příměsi na pevnost betonu a cementové malty v tlaku. U cementové malty byl monitorován průběh nárůstu pevnosti v závislosti na čase. Součástí článku je i shrnutí výsledků předchozího výzkumu, který se zabýval vodonepropustností betonu s krystalizační příměsí.

❚

The paper

describes the crystalline admixture effect on concrete and cement mortar compressive strength. Presented conclusions and results are based on experimental research. The cement mortar strength rise depending on time was observed as well. The paper also includes the conclusions of previous research in the field of waterproofing.

Krystalizační hydroizolační systémy patří v současné době mezi progresivní hydroizolační materiály, s jejichž použitím se u různých druhů staveb setkáváme stále častěji. Tyto hydroizolační materiály jsou určeny pro aplikaci na betonové konstrukce zatížené vodou nebo vlhkostí. Pojem „krystalizační hydroizolační systémy“ v sobě obecně zahrnuje několik odlišných technologických postupů, kterými lze v konečném důsledku dosáhnout vytvoření vodonepropustné betonové konstrukce. Pro každý způsob aplikace výrobce obvykle dodává speciální typ krystalizačního materiálu. Jednotlivé metody aplikace a funkční principy působení krystalizačních materiálů byly podrobněji popsány v článku [1]. V tomto článku bude dále pojednáno pouze o krystalizačních příměsích. B E T O N S K RY S TA L I Z A Č N Í P Ř Í M Ě S Í

Krystalizační materiál v podobě příměsi do betonové směsi je samozřejmě využitelný pouze pro nové betonové konstrukce (na rozdíl od krystalizačních nátěrů). V určitých případech však lze i krystalizační příměsi použít pro sanaci starších konstrukcí (betonových i zděných), a to ve formě přídavné vrstvy (cementová malta + příměs) natorkretované na povrch sanované konstrukce. Krystalizační příměsi obvykle obsahují méně křemičitých částí než krystalizační materiály určené pro aplikaci formou nátěru, lze je tedy označit za jakousi „čistší“ formu krystalizačního materiálu. Při makroskopickém pohledu na krystalizační příměs v práškovitém stavu je však u většiny výrobků rozdíl oproti materiálu pro nátěry prakticky zanedbatelný (obr. 1). Vlastní aplikace krystalizační příměsi do betonu probíhá způsobem, kdy je příměs nejprve rozmíchána v záměsové vodě a teprve poté spolu s vodou smíchána s cementem a kamenivem. Dodržení technologického postupu je důležité, neboť je nezbytné, aby krystalizační příměs byla v betonu rovnoměrně rozptýlena. Po uložení směsi do bednění (nebo natorkretování na povrch svislé konstrukce) nastává důležitá fáze ošetřování čerstvého betonu. V případě použití krystalizačních materiálů pro konstrukce, které jsou ve styku s vodou, je nejdůležitějším parametrem hloubka průsaku vody v konstrukci. Vzhledem k tomu, že krystalizační příměsi mají v pozemním stavitelství poměrně široké uplatnění (od torkretových betonů, přes speciální malty a cementové potěry až po betony bílých van), není snadné zvolit výstižnou třídu betonu pro zkoušky tak, aby 60

byly všechny tyto oblasti pokryty (např. Technická pravidla ČBS 02 Bílé vany – Vodotěsné betonové konstrukce doporučují pro bílé vany beton třídy min. C30/37). Pro zkoušky byl nakonec vybrán beton třídy C16/20, který je poměrně dobře propustný pro vodu. Nižší třída zkoušeného betonu je tak více „na straně bezpečnosti“, neboť se stoupající třídou betonu klesá jeho propustnost pro vodu (vysokopevnostní betony jsou pro vodu již zcela nepropustné). V budoucnu je samozřejmě možné obdobné měření provést také na betonech vyšších tříd. Hloubka průsaku měřená zkouškou dle ČSN EN 12390-8 [4] (obr. 2) po 28 dnech od ukončení betonáže dosahuje u betonů C16/20 s krystalizační příměsí průměrné hodnoty cca 15 až 16 mm. Při zkouškách provedených autorem v Experimentálním centru Fakulty stavební ČVUT v Praze (v laboratoři pod vedením Doc. Ing. Karla Koláře, CSc.) byl konkrétně u betonu C16/20 s krystalizační příměsí Penetron Admix naměřen průměrný průsak 16 mm (obr. 3) a u stejného betonu s příměsí Xypex Admix C-1000 15 mm (referenční beton C16/20 bez příměsi vykazoval během zkoušky neustálý průsak vody přes stěny zkušebního tělesa – obr. 3). Na základě těchto výsledků lze konstatovat, že z hlediska vodonepropustnosti jsou betony s krystalizační příměsí vhodným materiálem pro konstrukce zatížené tlakovou vodou. Kvalita těchto konstrukcí ale samozřejmě závisí (tak jako u všech bílých van) zejména na provedení pracovních a dilatačních spár a na pečlivém ukládání betonové směsi do bednění s vyloučením vzniku kaveren a jiných diskontinuit. Konstrukci z betonu s krystalizační příměsí lze zatížit tlakovou vodou poměrně brzy po jejím vytvoření. V určitých případech je to možné již sedm dní po ukončení betonáže, jak prokázala experimentální analýza publikovaná v [3]. Výrobci však z bezpečnostních důvodů obvykle doporučují delší dobu mezi ukončením betonáže konstrukce a jejím prvním zatížením tlakovou vodou – většinou cca patnáct dní (v závislosti na konkrétním výrobku). V L I V K RY S TA L I Z A Č N Í C H P Ř Í M Ě S Í N A P E V N O S T BETONU V TLAKU

Z hlediska použitelnosti konstrukcí z betonu s krystalizační příměsí pro reálné stavby však nestačí analyzovat pouze vliv krystalizačních příměsí na vodonepropustnost betonu, ale je nezbytné analyzovat také další aspekty jejich působení. Pro celkové hodnocení krystalizačních příměsí je nutné se zabývat jejich vlivem na pevnost betonu v tlaku, která je základním parametrem každé nosné betonové konstrukce. V podkladech většiny výrobců krystalizačních materiálů se obvykle setkáváme pouze s jakousi obecnou informací, že jejich krystalizační příměs „může zvyšovat pevnost betonu v tlaku“. Jen u některých výrobků bývá uváděn procentuální nárůst pevnosti betonu s danou krystalizační příměsí oproti pevnosti stejného betonu bez příměsi. Vždy však chybí jakékoliv bližší informace o tom, jak byla hodnota získána (např. pro jakou třídu betonu apod.). Nedostatek objektivních a přesných informací o vlivu krystalizačních příměsí na pevnost betonu v tlaku byl podnětem pro zkoušky popsané níže.


❚

3/2010

VĚDA A VÝZKUM 1

❚


3a

Krystalizační nátěr

C16/20 s příměsí Penetron Adfmix

Krystalizační příměs

V první fázi byla uskutečněna základní zkouška pevnosti betonu s krystalizační příměsí v tlaku – podle ČSN EN 12390-3 [5]. Zkoušky opět probíhaly v Experimentálním centru Fakulty stavební ČVUT v Praze. Jejich cílem bylo stanovení pevnosti betonu s krystalizační příměsí v tlaku po 28 dnech a srovnání se vzorkem z betonu shodného složení bez příměsi. Zkoušena byla sada krychlí s délkou hrany 150 mm, vyrobených z betonu C16/20 podle [6]. Betonová směs poloviny zkušebních těles obsahovala krystalizační příměs Penetron Admix, která byla do betonu aplikoTab. 1 Výsledky zkoušek pevnosti v tlaku zkušebních těles compression test results

Beton

Krystalizační příměs

C16/20

Penetron Admix

C16/20

bez příměsi

Číslo tělesa 1 2 3 1 2 3

❚

3b

Tab.1

Objemová hmotnost [kg/m3] jednotlivá průměr 2447 2403 2471 2563 2403 2432 2417 2415

C16/20 (bez příměsi)

vána dle pokynů výrobce [8]. Krystalizační příměs byla přidána ve váhovém množství odpovídajícímu 2 % hmotnosti cementu. Zkušební tělesa byla ošetřována standardním způsobem podle [6]. Po 28 dnech od vytvoření těles bylo přistoupeno ke zkoušce pevnosti v tlaku. Zkouška pevnosti zkušebních těles v tlaku byla provedena podle normy [5] v hydraulickém lisu postupným zatěžováním tělesa až do překročení pevnosti betonu v tlaku (obr. 4). Před vložením zkušebního tělesa do lisu bylo těleso zváženo, byly zjištěny jeho rozměry a stanovena objemová hmotnost tělesa. Test specimen

Pevnost v tlaku [MPa] jednotlivá průměr 35,6 35,8 36,2 37,1 37,6 36,9 36,8 36

2

Obr. 1 Vizuální porovnání krystalizační příměsi Xypex Admix C-1000 a krystalizačního nátěrového materiálu Xypex Concentrate (v práškovitém stavu před aplikací) ❚ Fig. 1 Crystalline admixture Xypex Admix C-1000 compared with crystalline coat Xypex Concentrate (powder before apliacation) Obr. 2 Zkušební tělesa z betonu C16/20 s krystalizační příměsí Penetron Admix během zkoušky dle ČSN EN 12390-8 (fáze zatěžování vodním tlakem) ❚ Fig. 2 Test specimen (C16/20 concrete with crystalline admixture Penetron Admix) during the water pressure test in accordance with ČSN EN 12390-8 Obr. 3 Průsak tlakové vody v betonu C16/20 s krystalizační příměsí Penetron Admix v porovnání se stejným betonem bez příměsi ❚ Fig. 3 The seepage shape in C16/20 concrete with crystalline admixture Penetron Admix compared with the same concrete without admixture Obr. 4a, b, c Postupné zatěžování zkušebního tělesa z betonu C16/20 s krystalizační příměsí Penetron Admix v hydraulickém lisu ❚ Fig. 4a, b, c Consecutive loading of test specimen (C16/20 concrete with crystalline admixture Penetron Admix) in hydraulic press

4a

3/2010

4b

❚


4c

61

VĚDA A VÝZKUM

❚

SCIENCE AND RESEARCH Obr. 5 Zkušební těleso z malty Sakret BE 04/15 s krystalizační příměsí Penetron Admix ❚ Fig. 5 Test specimen – Sakret BE 04/15 mortar with crystalline admixture Penetron Admix Obr. 6 Zkušební těleso v hydraulickém lisu během zatěžování ❚ Fig. 6 Test specimen loaded in hydraulic press

5

Obr. 7 Graf závislosti pevnosti v tlaku zkušebních těles na čase ❚ Fig. 7 Graph – test specimen compressive strength depending on time

6

Naměřené hodnoty krychelné pevnosti betonu v tlaku a objemové hmotnosti zkušebních těles jsou uvedeny v tab. 1. Naměřené hodnoty ukázaly, že pevnost v tlaku zkušebních těles z betonu s krystalizační příměsí byla prakticky shodná jako u těles z betonu bez úpravy. V průměru vyšla pevnost těles s příměsí dokonce o něco málo menší než u těles bez úpravy, tento rozdíl byl však menší než technologická odchylka (přípustné rozdíly mezi jednotlivými vzorky). Shodná pevnost zkušebních těles s příměsí a bez příměsi byl poněkud překvapivý výsledek, zejména v kontextu všeobecného názoru, že krystalizační příměsi zvyšují pevnost betonu v tlaku. Rovněž při porovnání hodnot průměrných objemových hmotností, kdy objemová hmotnost těles s krystalizační příměsí byla o něco větší než u těles z betonu bez příměsi, se zdálo, že tělesa s příměsí by měla mít pevnost vyšší. Rozdíl mezi hodnotami objemových hmotností však nebyl příliš velký a opět se pohyboval pod hranicí technologické odchylky. Výsledky zkoušky jednoznačně prokázaly, že pevnost v tlaku obou druhů zkušebních těles (s příměsí i bez příměsi) byla po 28 dnech vysoko nad hodnotou pevnosti požadovanou pro danou třídu betonu (20 MPa). Bylo tedy možné konstatovat, že krystalizační příměs Penetron Admix nijak neovlivnila pevnost zkoušeného betonu v tlaku. I tak ale vyvstala otázka, co bylo příčinou nulového vlivu krystalizační příměsi na pevnost. Po vyhodnocení výsledků byla odvozena hypotéza, že krystalizační příměs přidaná do betonu v množství 2 % hmotnosti cementu zřejmě způsobila mírné zpomalení celkového tvrdnutí betonu. Beton s krystalizační příměsí, který by měl mít podle obecného názoru v konečném důsledku vyšší pevnost než stejný beton bez úpravy, měl tedy po 28 dnech „pouze“ shodnou pevnost vlivem pomalejšího celkového nárůstu pevnosti. Jako příčina této mírné retardace tvrdnutí bylo s odstupem času stanoveno zbytečně velké množství krystalizační příměsi přidané do betonové směsi – příměs totiž byla aplikována podle starších předpisů výrobce (dnes již upravených), odpovídajících době provedení zkoušky. A N A LÝ Z A Č A S O V É H O FA K T O R U P Ů S O B E N Í K RY S TA L I Z A Č N Í P Ř Í M Ě S I

V návaznosti na výsledky popsaných zkoušek, byla na přelomu let 2009 a 2010 provedena další experimentální analýza. Jejím cílem bylo na základě měření zmapovat nárůst pevnosti cementové malty s krystalizační příměsí v různých časových intervalech. 62

Výsledky zkoušek však zároveň měly zodpovědět otázku shodné pevnosti betonu s krystalizační příměsí z předešlého měření. Součástí experimentu proto byla komparativní analýza pevnosti cementové malty s příměsí a malty bez úpravy po 28 dnech od vytvoření zkušebních těles. Pro potvrzení hypotézy příliš velkého množství přidávané krystalizační příměsi byla zkušební tělesa vyrobena s polovičním množstvím příměsi (1 %) oproti tělesům z předchozího měření. Pro zkoušku bylo vyrobeno celkem šestnáct kusů zkušebních těles z cementové malty Sakret BE 04/15, do které byla přidána krystalizační příměs Penetron Admix ve váhovém množství odpovídajícímu 1 % hmotnosti cementu. Sakret BE 04/15 je cementová potěrová malta, jejíž pevnost v tlaku deklarovaná výrobcem odpovídá betonu třídy C12/15 podle [7]. Suchá maltová směs je složena z anorganických pojiv a kameniva zrnitosti 0–4 mm. Zkušební tělesa měla tvar válce s průměrem podstavy 50 mm a výškou 100 mm (obr. 5). Pokud je zkouška pevnosti v tlaku prováděna na tělesech tvaru válce, definuje norma [5] zkušební tělesa jako válce o průměru 150 mm a výšce 300 mm. Tělesa použitá pro popisovanou zkoušku tedy byla vyrobena ve trojnásobném zmenšení oproti normovým rozměrům, proporce těles však zůstaly zachovány. K menším rozměrům zkušebních těles bylo přistoupeno z úsporných důvodů (větší počet vzorků). Zmenšení velkosti těles v tomto případě bylo možné díky jemné frakci kameniva (0-4 mm), kterou obsahovala testovaná cementová malta. I přes tyto odlišnosti bylo zkoušení vzorků provedeno na principu metodiky normy [5] (namísto normy [9], která je jinak obvyklá pro zkoušení pevnosti malt), aby bylo možné alespoň částečně porovnat výsledky s předchozí zkouškou, při plném vědomí skutečnosti, že zkušební metodika dle [5] je určena primárně pro zkoušky betonu, který obsahuje kamenivo podstatně větších frakcí (proto jsou předepsány tak velké rozměry těles). Dále si je autor vědom, že porovnávání výsledků zkoušek působení krystalizačních příměsí ve dvou rozdílných materiálech (beton, cementová malta) je samozřejmě pouze orientační. Všechny připravené vzorky byly uloženy do speciální nádoby a ošetřovány podle [6] po dobu 28 dní (resp. 20 dní u první sady vzorků). Zkouška pevnosti zkušebních těles v tlaku byla provedena v hydraulickém lisu v laboratoři Katedry konstrukcí pozemních staveb na Stavební fakultě ČVUT v Praze (obr. 6). Zkoušky proběhly ve čtyřech etapách (viz dále), v každé byla měřena sada tří těles. Před uložením zkoušeného tělesa do lisu byly zabroušeny obě podstavy válce


❚

3/2010

VĚDA A VÝZKUM Tab. 2 Výsledky zkoušky pevnosti v tlaku provedené v různých časových intervalech ❚ Tab. 2 Compression test results in different intervals of time

Číslo měření

Stáříí těles [dny]

1

20

2

28

3 4

41 64

Materiál vzorku

1 13,51 14,49 15,87 24,01 21,83

Cem. malta s krystal. příměsí Cem. malta s krystal. příměsí Cem. malta (bez příměsi) Cem. malta s krystal. příměsí Cem. malta s krystal. příměsí

Pevnost v tlaku – válcová [MPa] 2 3 13,82 14,75 17,56 18,55 17,06 14,9 18,58 21,2 23,64 20,26

průměr 14,03 16,87 15,94 21,26 21,91

25


20

15

10

Pevnost zkušebních těles z cem. malty s krystalizační příměsí 5

Předepsaná válcová pevnost cem. malty po 28 dnech Předepsaná krychelná pevnost cem. malty po 28 dnech

0 0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

Stáří těles [dny]

65

❚

SCIENCE AND RESEARCH Literatura: [1] Pazderka J.: Účinnost sanačních postupů založených na krystalizačních materiálech, odborný článek, časopis Beton TKS 2/2009, str. 16–19, Praha 2009 [2] Pazderka J., Burgetová E.: Krystalizační hydroizolace, odborný článek, časopis Stavitel 6/2008, str. 12–14, Economia, a. s., Praha 2008, ISSN 1210–4825 [3] Burgetová E., Pazderka J.: Betony s krystalizační příměsí a jejich odolnost proti tlakové vodě, odborný článek, časopis Stavební obzor 7/08, ČVUT Fakulta stavební, Praha 2008, ISSN 1210–4027 [4] ČSN EN 12390-8 – Zkoušení ztvrdlého betonu – Část 8: Hloubka průsaku tlakovou vodou, ČSNI, Praha 2001 [5] ČSN EN 12390-3 – Zkoušení ztvrdlého betonu – Část 3: Pevnost v tlaku zkušebních těles, ČSNI, Praha 2002 [6] ČSN EN 12390-2 – Zkoušení ztvrdlého betonu – Část 2: Výroba a ošetřování zkušebních těles pro zkoušku pevnosti, ČSNI, Praha 2001 [7] ČSN EN 206-1 Beton – Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda, ČSNI, Praha 2001 [8] Penetron – hydroizolační systém, ABF stavební katalog, CPM, spol. s. r. o., Praha 2001 [9] ČSN EN 1015-11 – Zkušební metody malt pro zdivo – Část 11: Stanovení pevnosti zatvrdlých malt v tahu za ohybu a v tlaku, ČSNI, Praha 2000

7

tak, aby při zatěžování došlo k rovnoměrné distribuci zatížení na celou plochu. Zkoušky pevnosti zkušebních těles v tlaku byly prováděny po 20, 28, 41 a 64 dnech od výroby vzorků. Po 28 dnech byly zkoušeny dvě sady těles (cementová malta s krystalizační příměsí a cementová malta bez příměsi) tak, aby bylo možné porovnat vliv krystalizační příměsi na pevnost cementové malty v tlaku. Výsledky zkoušek jsou uvedeny v tab. 2. Výsledky měření č. 2 (uvedené v tabulce) ukázaly, že pevnost vzorku cementové malty s krystalizační příměsí v tlaku je po 28 dnech od vytvoření vyšší než odpovídající pevnost cementové malty bez příměsi. Toto zjištění potvrdilo hypotézu stanovenou na základě předchozího měření, že poloviční podíl krystalizační příměsi přidané do zkoumané cementové směsi má podstatně nižší retardační efekt. Obě skupiny vzorků dosáhly po 28 dnech požadované válcové pevnosti v tlaku (12 MPa) a přímo (bez přepočtu) splnily i požadavek na pevnost krychelnou (15 MPa) (obr. 7).

nou metodikou dle [5] po 28 dnech). Další zkoušky ale ukázaly, že pokud je krystalizační příměs (Penetron Admix) přidána do směsi ve váhovém množství odpovídajícímu pouze 1 % hmotnosti cementu, způsobuje po 28 dnech zvýšení pevnosti (v daném případě cementové malty) o cca 6 %. Z časového porovnání výsledků dále vyplynulo, že mezi 28. a 41. dnem od výroby vzorků došlo k dalšímu nárůstu pevnosti materiálu v tlaku o 25 %. Na základě rozboru výsledků lze doporučit aplikaci krystalizační příměsi ve váhovém množství odpovídajícímu pouze 1 % hmotnosti cementu. K tomuto závěru je však zatím možné přistupovat pouze orientačně, neboť výsledky naměřené pro cementovou maltu nelze paušálně vztahovat i na beton. Proto jsou plánovány další testy se zkušebními tělesy z betonu, které by měly zmíněné závěry definitivně potvrdit. V současnosti vše nasvědčuje tomu, že beton s krystalizační příměsí je z technického hlediska vhodným stavebním materiálem pro konstrukce, které jsou ve styku s vodou a vlhkostí.

Z ÁV Ě R

Po předchozích zkouškách vodonepropustnosti betonu s krystalizační příměsí, kdy byla nezávislým měřením v univerzitní laboratoři potvrzena vysoká vodonepropustnost betonu s krystalizačními příměsmi (Penetron Admix a Xypex Admix C-1000), bylo přistoupeno k analýze vlivu krystalizačních příměsí na pevnost betonu v tlaku. První fáze zkoušek ukázala, že krystalizační příměs přidaná do betonové směsi ve váhovém množství odpovídajícímu 2 % hmotnosti cementu nijak neovlivňuje pevnost betonu (C16/20) v tlaku (měře3/2010

❚

Článek byl vytvořen za podpory výzkumného záměru MSM 6840770001 – Spolehlivost, optimalizace a trvanlivost stavebních materiálů a konstrukcí. Text článku byl posouzen odborným lektorem.


Ing. Jiří Pazderka, Ph.D. Katedra konstrukcí pozemních staveb Fakulta stavební ČVUT v Praze e-mail: [email protected] tel.: 224 354 708

63

VĚDA A VÝZKUM

❚


METODIKA STANOVENÍ VLIVU VERTIKÁLNÍCH TRHLIN NA PLÁŠT CHLADÍCÍ VĚŽE ❚ METHODOLOGY OF THE FORMULATION OF VERTICAL CRACK INFLUENCE ON COOLING TOWERS SHELL Zdeněk Šnirch, Amos Dufka, Martin Lukavec Předmětem příspěvku je metodika posouzení statické funkce pláště tahové chladící věže, jejíž plášť je narušen vertikálními trhlinami, pro přechodnou dobu do ukončení plánovaného užívání. Metodika posouzení vychází z kombinace stavebně technického průzkumu pláště zaměřeného na diagnostiku předmětných trhlin a výpočtového posouzení provedeného na trojrozměrném výpočtovém modelu, který umožňuje provést statické a dynamické analýzy. ❚

The article describes the static

assessment method of the cooling tower shell deteriorated by the vertical cracks till the end of the intended exploitation. The method combines the technical investigation of the structure and the

calculations applied on 3D model which

zem o průřezu ve tvaru U. Monolitický železobetonový plášť věže ve tvaru rotačního hyperboloidu byl betonován do taženého bednění. Vrcholový ochoz slouží jednak jako konstrukce ztužující a jednak jako pochozí. Na plášti věže je upevněn ocelový žebřík pro přístup na ochoz. Uvnitř věže se nachází prefabrikovaná železobetonová vestavba chladícího systému, která je zcela oddělena (oddilatována) od pláště chladící věže. Tento systém sestává ze sloupů, trámů a žlabů. Ve spodní části věže je železobetonová monolitická nádrž ochlazené vody. Sloupy vestavby chladícího systému jsou založeny na patkách, které se nachází na dně nádrže ochlazené vody. Přístup do věže je umožněn přes dveře v plášti věže.

tě chladící věže je možné stanovit vrtanými sondami, jež musí být vždy provedeny skrze celý plášť. Ve spodní části pláště se doporučuje tloušťku stanovit pomocí jádrových vývrtů o průměru minimálně 70 mm, ve střední a horní části věže vrtanou sondou o průměru cca 15 až 20 mm.

M E T O D I K A S TAV E B N Ě TECHNICKÉHO PRŮZKUMU

Stanovení stavu ocelové výztuže v místě předmětných trhlin Po lokalizaci výztužné oceli s využitím elektromagnetické sondy je nutné odhalit ocelovou výztuž v místě trhlin pomocí sekaných sond. Korozi a případné poruchy výztužné oceli je pak možno posuzovat vizuálně a měřením korozních úbytků účinného průřezu prutů.

Stanovení krytí, druhu a rozmístění ocelové výztuže Vzhledem k časté absenci výkresů výztuže je obvykle třeba ověřit krytí, druh a rozmístění předmětné ocelové výztuže. Po lokalizaci výztužné oceli s využitím elektromagnetické sondy je nejpřesnější metodou pro stanovení krytí, druhu a rozmístění ocelové výztuže měření v sekaných sondách.

allows the static and dynamical analysis.

Chladící věže jsou specifické konstrukce, vystavené při svém užívání působení mnoha vlivů, ať už z okolního prostředí (vítr, déšť, mráz, oslunění, agresivní plyny v ovzduší apod.), anebo způsobených vlastním provozem (např. proudění spalin, páry apod.). Tyto konstrukce nejsou schopny bez oprav spolehlivě fungovat po celou dobu provozu technologie, v níž jsou zařazeny. Např. chladící věže v klasických tepelných i jaderných elektrárnách jsou v provozu několik desítek let. Jednou ze závažných poruch, jež se vyskytují na tahových chladících věžích, jsou vertikální trhliny v konstrukci jejich pláště. Jedná se o poruchy, které můžou mít zásadní vliv na celkovou integritu konstrukce a tedy i na její celkovou životnost. V případě jejich výskytu je nutné diagnostikovat stav trhlin, stanovit jejich přesný vliv na danou konstrukci a na základě takto dosažených výsledků je pak možné provést efektivní opravu a tak prodloužit životnost celé konstrukce. Základní údaje o konstrukci Tahová chladící věž (dále CHV) typu Itterson o výšce 30 až 120 m je založena na kruhovém železobetonovém základu, do kterého jsou vetknuty šikmé stojky věže tak, že jsou vždy dvě odkloněny od sebe, do tvaru písmene V. Stojky nesou plášť věže, ukončený v koruně věže vrcholovým ocho64

Cílem popisované metodiky je ověřit, zda je plášť při oslabení vertikální trhlinou i na celou tloušťku konstrukce schopen přenášet vnitřní síly vyvozené při kombinaci maximálního výpočtového zatížení (svislé zatížení + účinky větru). Pro exaktní posouzení je vždy nutné před vlastním výpočtem provést stavebně-technický průzkum zaměřený na diagnostiku stavu předmětných trhlin a jejich vlivu na samotnou konstrukci pláště chladící věže. Rozsah stavebně-technického průzkumu je následující: Stanovení třídy betonu Třída betonu se stanoví pomocí pevností betonu v tlaku, jež je nutné zjistit jednak na konstrukci (nedestruktivně) a jednak v laboratoři na válcových zkušebních tělesech upravených z jádrových vývrtů odebraných přímo z konstrukce. Pro CHV 100 m je nutné odebrat minimálně deset jádrových vývrtů o průměru 100 mm přes celou tloušťku pláště CHV. Stanovení tloušťky pláště chladící věže Vzhledem k časté absenci realizační dokumentace je nutné ověřit rozměry předmětné konstrukce. Ověření skutečných rozměrů přímo na konstrukci se doporučuje i v případě, kdy jsou známy z dokumentace. Tloušťku pláš-

Stanovení stáří předmětných trhlin Pro posouzení stáří trhlin je nutné v místech pláště narušených trhlinami odebrat jádrové vývrty. Z vývrtů je třeba připravit vzorky, které budou podro-

Obr. 1 Způsob odběru vzorků ❚ Fig. 1 The taking of samples Obr. 2 Míra a tvar karbonatace v závislosti na stáří trhlin ❚ Fig. 2 The degree and shape of the carbonation depending on the crack age Obr. 3 Detail původní trhliny ❚ Fig. 3 The detail of the original crack Obr. 4 Detail trhliny vzniklé při užívání ❚ Fig. 4 The detail of the crack originated during the operation time Obr. 5 Detail čerstvé trhliny ❚ Fig. 5 The detail of the young crack


❚

3/2010

VĚDA A VÝZKUM

1


2

beny fyzikálně-chemickým stanovením, umožňujícím analyzovat složení betonu, resp. posoudit míru jeho atmosférické koroze (karbonatace). Stanovení stáří trhlin v betonu bude založeno na srovnání míry karbonatace betonu líce pláště a betonu v bezprostřední blízkosti trhliny. Vzorky pro fyzikálně-chemické analýzy je nutné odebírat tak, aby reprezentovaly jednak beton v bezprostřední blízkosti trhliny a jednak povrchové vrstvy, tedy beton vystavený po celou dobu užívání konstrukce přímému působení vnějšího prostředí. Způsob odběru vzorků je znázorněn na obr. 1. Stanovení doby vzniku trhlin v železobetonových prvcích je založeno na následujícím principu: Je-li beton kompaktní (tj. bez trhlin), pronikají molekuly CO2 do vnitřní masy betonu difúzí, tzn. množství molekul, které do hloubky betonu proniká, je relativně malé a míra karbonatace betonu z „vnitřní masy konstrukce“ je pochopitelně nižší než je tomu na jejím povrchu. Trhliny narušující beton jsou 3

3/2010

❚

místem, kudy mohou do struktury betonu intenzivně vnikat plyny z vnějšího prostředí, a v takto zasažených místech jsou vytvářeny podmínky pro rozvoj karbonatace. Znamená to tedy, že je-li míra karbonatace betonu v bezprostředním okolí trhliny srovnatelná s mírou karbonatace betonu tvořícího povrch konstrukce (tj. betonu, který je vystaven přímému působení atmosférických plynů), jedná se o trhlinu, jejíž stáří je relativně vysoké. Naopak, je-li míra karbonatace betonu v těsné blízkosti trhliny výrazně nižší, než je tomu v případě betonu tvořícího povrch konstrukce, svědčí tato skutečnost o faktu, že stáří trhlin je relativně nízké. Posouzení doby vzniku trhlin je tedy založeno na srovnání míry karbonatace betonu, který byl atmosférickým vlivům vystaven po celou dobu užívání konstrukce, s mírou karbonatace betonu, který se nachází v bezprostřední blízkosti trhliny. Principiálně lze míru karbonatace ovlivněnou stářím trhliny rozdělit na tři základní varianty (obr. 2 až 5): 4

❚


trhlina – karbonatace v okolí trhliny vzniklé při procesu výstavby konstrukce nebo bezprostředně po zahájení užívání konstrukce. V takovém případě lze předpokládat, že průnik molekul CO2 do masy betonu odhaleného trhlinou byl po celou dobu užívání stejný jako u povrchu konstrukce. Za tohoto předpokladu je míra zkarbonatovaného betonu v okolí trhliny konstantní po celé její hloubce a je stejná jako na povrchu konstrukce (degradace betonu probíhala stejně tak na povrchu konstrukce jako na konci trhliny). • Trhlina vzniklá při užívání – karbonatace v okolí trhliny vznikající dlouhodobě a postupně vlivem užívání konstrukce. Vzhledem k dlouhodobému prohlubování a rozevírání trhliny dochází k degradaci masy betonu v okolí trhliny postupně. Míra karbonatace se tedy bude měnit respektive snižovat s hloubkou trhliny. • Čerstvá trhlina – trhlina vzniklá v nedávné době v relativně krátkém časovém období. V takovém případě • Původní

5

65

VĚDA A VÝZKUM

❚


Obr. 6 Ukázka průběhu zatížení větrem na CHV (tlaky [kPa], ochoz [kN/m]) ❚ Fig. 6 The wind load effect on the cooling tower (pressure [kPa], gallery [kN/m] Obr. 7 Ukázka tvaru a izolinie deformace od zatížení větrem ❚ Fig. 7 The character of the vertical component of the membrane force Obr. 8 Ukázka průběhu vertikální složky membránové síly ❚ Fig. 8 The character of the shear component of the membrane force Obr. 9 Ukázka průběhu smykové složky membránové síly ❚ Fig. 9 The character of the shear component of the membrane force

66

6

7

8

9

ještě nedošlo k žádné nebo nikterak výrazné karbonataci masy betonu v okolí trhliny, a to po celé hloubce trhliny. Ukázky popsaných druhů trhlin jsou znázorněné na obr. 3 až 5, kde lze míru karbonatace betonu v okolí trhlin sledovat pomocí fenolftaleinového testu. Pro exaktní stanovení stáří trhlin je nutné připravené vzorky podrobit následujícím fyzikálně-chemickým stanovením umožňujícím analyzovat složení betonu:

• chemický rozbor, • rentgenová difrakční analýza, • diferenční termická analýza, • stanovení pH ve výluhu, • zařazení betonu do etapy karbona-

tace. Zařazení betonu do etapy karbonatace se provádí na základě výpočtu stupně karbonatace a stupně modifikační přeměny. Stupeň karbonatace ºK se určí výpočtem z obsahu CaO zjištěného chemickým rozborem a z obsahu CaO vázaného na jemno-


❚

3/2010

VĚDA A VÝZKUM

zrnný a hrubozrnný CaCO3 stanoveným derivatografickým rozborem. Stupeň modifikační přeměny ºMP se určí výpočtem z obsahu CO2 vázaného na jemnozrnný a hrubozrnný CaCO3. Podrobný postup stanovení míry korozního narušení resp. karbonatace analyzovaných vzorků byl proveden podle metodického postupu VUT FAST, č. 30-33/1 a dle metodiky popsané v [1], která podává přehled o mikrostruktuře daného materiálu. Posouzení statické funkce pláště Pro posouzení statické funkce pláště je třeba sestavit prostorový výpočtový model CHV z plošných (stěnodeskových) elementů (skořepina pláště) a z prutových prvků (šikmé sloupy, ochoz) pro celkovou statickou analýzu. Vstupními daty pro sestavení výpočtového modelu jsou jednak geometrie pláště chladící věže (z projektové dokumentace) a jednak aktuální výsledky stavebně-technického průzkumu. Na modelu je následně hodnocena kombinace zatížení stálého, zahrnujícího účinek vlastní tíhy konstrukce, a zatížení větrem, odpovídající dané větrové oblasti dle ČSN 73 0035. Tlak větru na skořepinu je třeba generovat pomocí funkce zohledňující jak proměnnost tlaku v závislosti na výšce nad terénem, tak i průběh součinitele sání po obvodě věže, který závisí na drsnosti povrchu – např. pro CHV se svislými žebry je průběh sání po obvodě hrdla (krčku) zcela odlišný než pro plášť s hladkým povrchem. Vliv dynamického charakteru zatížení větrem je možné zjednodušeně uvažovat dynamickým součinitelem o hodnotě 1,2. Ukázka průběhu zatížení větrem na konstrukci CHV je znázorněna na obr. 6. Možný tvar a izolinie deformace od zatížení větrem jsou pak znázorněny na obr. 7. Ukázka průběhu vertikální a smykové složky membránové síly pak na obr. 8 a 9. Vyhodnocení výsledků Na základě výpočtu dle navrženého modelu a výsledků ze stavebně-technického průzkumu lze posoudit, zda stávající horizontální výztuž v místech předmětných vertikálních trhlin je i při zohlednění případného korozního oslabení schopna po plánovanou dobu dožití chladící věže bezpečně přenést vyvozené zatěžovací účinky. Lze tedy konstatovat, zda přítomnost trhlin bez3/2010

❚

❚

prostředně ohrožuje statickou funkci pláště dané CHV či nikoli. Z hlediska posouzení vlivu trhlin na samotnou konstrukci pláště CHV má zásadní vliv stáří trhlin. V případě, že stáří trhlin bylo stanoveno do cca šesti měsíců a jedná se tedy o trhliny relativně nové, je nutné zavést opatření k monitorování rozvoje již vzniklých trhlin. Monitorování je nutné pro eliminaci možnosti, že trhliny jsou stále aktivní a mohly by proto v budoucnu ohrozit statickou funkci pláště, který je ve stávajícím stavu schopen přenést vnitřní síly vyvozené při kombinaci maximálního výpočtového zatížení (svislé zatížení + účinky větru). V případě zjištění dalšího rozšiřovaní se trhlin, tedy další aktivity trhlin, je nutné stanovit příčinu vzniku a aktivity trhlin. Na základě stanovené příčiny pak provést neprodleně sanační opatření pro zabezpečení statické funkce pláště. Z ÁV Ě R

Cílem výše popsaných postupů je ověřit, zda je plášť CHV při oslabení vertikální trhlinou přes celou tloušťku skořepiny schopen přenést vnitřní síly, vyvozené při kombinaci maximálního výpočtového zatížení (svislé zatížení + účinky větru). Statickou funkci pláště je možné posoudit za pomoci výpočtového modelu CHV vytvořeného na základě projektové dokumentace a aktuálních výsledků stavebně-technického průzkumu, provedeného dle výše navržené metodiky. Na základě výpočtového posouzení lze vyhodnotit, zda je stávající horizontální výztuž v místech předmětných vertikálních trhlin schopna po plánovanou dobu dožití chladící věže bezpečně přenést vyvozené zatěžovací účinky – maximální vnitřní síly ve skořepině pláště, vypočtené pro danou výškovou úroveň. Závěrem lze konstatovat, zda přítomnost trhlin bezprostředně ohrožuje či nikoli statickou funkci pláště dané CHV. Nezbytnou podmínkou bezpečné statické funkce chladící věže narušené vertikálními trhlinami je, aby ze strany provozovatele byl dodržen plánovaný termín ukončení užívání předmětné CHV.

SCIENCE AND RESEARCH Literatura: [1] Matoušek M., Drochytka R.: Atmosférická koroze betonů. Praha, IKAS, 1998. p 171 [2] Drochytka R., Dohnálek J., Bydžovský J., Pumpr V.: Technické podmínky pro sanace betonových konstrukcí TP SSBK II. 1. vydání. SSBK, Brno 2003, ISBN 80-2390516-3 [3] Drochytka R., Bydžovský J., Brožovský J. a kol.: Stavební vady od A do Z. 1. vydání. Praha: Verlag Dashöfer, nakladatelství, spol. s r. o., 2004, ISSN 1214-7060 [4] Bydžovský J., Dufka A., Šnirch Z.: Využití fyzikálně-chemických postupů pro stanovení stáří trhlin. Zpravodaj WTA CZ. 2006. 2006(1-2). p. 9 –11. ISSN 1213-7308 [5] Šnirch Z.: Možnost stanovení stáří trhlin v ŽB konstrukcích. Silnice a železnice. 2007. 2(2). p. 20–23. ISSN 1801-822X.

Ing. Zdeněk Šnirch, Ph.D. e-mail: [email protected] Ing. Amos Dufka, Ph.D. [email protected] oba: VUT v Brně, Fakulta stavební Ústav technologie stavebních hmot a dílců Veveří 95, 602 00 Brno tel.: 541 147 514 Ing. Martin Lukavec M. L. Engineering & Consulting, s. r. o. Lihovarská 4, Praha 9–Libeň tel.: 222 522 018 email: [email protected]

Práce byla řešena s podporou VVZ MSM 0021630511 „Progresivní stavební materiály s využitím druhotných surovin a jejich vliv na životnost konstrukcí“ a GAČR P104/10/P279 „Vývoj ekologicky i ekonomicky výhodných nátěrových systému určených primárně pro ochranu betonových povrchů“. Příspěvek na toto téma zazněl na konferenci Sanace 2009.


67

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

REŠERŠE ZE ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ SILANY CHRÁNÍ STROP GOTTHARDSKÉHO TUNELU VE ŠVÝCARSKU

Nehledě na to, jak důležitá je voda pro výrobu betonu, slaná voda je pro beton „smrtelně“ nebezpečná. V poslední době byly vyvinuty nové vodoodpudivé materiály, které jsou schopné roky chránit betonové konstrukce proti pronikání solí do jejich struktury. Jsou jimi již standardně natírány dálniční mosty v Bavorsku a nyní i Švýcarsko přistoupilo k jejich použití při ochraně ostění Gotthardského tunelu.

nou na špičkových moderních technologiích. Ekonomická krize a celkové zaměření na udržení kvality životního prostředí nabízejí teď příležitost ke změně přístupu v zavedené praxi. Společnosti, které nebudou ochotny svůj přístup změnit, tu za 5 až 10 let nemusí být. Boudewijn M. Piscaer: Sustainability and Concrete – A big step towards a change in the traditional concrete philosophy, BFT International, 05/2010, 76. Vol./Jahrgang, pp. 28–35

Silanes protect the roof of the Swiss Gotthard Tunnels, Concrete Engineering International, May 2010, Vol. 44, pp. 55–56

UDRŽITELNÝ ROZVOJ A BETON – VELKÝ KROK KE ZMĚNĚ TRADIČNÍ FILOSOFIE BETONU

Různá opatření související s udržitelným rozvojem se zřejmě stanou během příštích let ve veřejném sektoru běžnou praxí. Prostředí stavebnictví jako celku a zvláště jeho betonový sektor má trvale velký dopad na životní prostředí, přestože z jeho snížení by měli prospěch všichni. Proces, kterým ke snížení dopadů na životní prostředí betonářská část stavebního průmyslu, zejména výroba cementu, bude muset projít, nepochybně přispěje k transformaci tohoto odvětví na výrobu postave-

VLÁKNOBETON: EVROPSKÁ VÝLUČNOST NEBO B U D E V E L K Á B R I TÁ N I E TA K É P Ř I J ATA D O K L U B U ?

Použití vláknobetonu se v Evropě stále více rozšiřuje, ale Velká Británie stojí jaksi stranou. Článek pokládá otázku „proč“ a přezkoumává a zvažuje výhody použití vláknobetonu pro výrobu segmentů prefabrikovaného ostění v novém barcelonském metru. Důvodem je plánovaná výstavba nové sítě podzemní dopravy v Londýně a použití vlaknobetonů pro tunelová ostění je jednou z žhavě diskutovaných možností. Berge Bernard: Fibre-reinforced concrete: a European exklusive or can the UK joint the club? Concrete Engineering International, May 2010, Vol. 44, pp. 24–26

AUTORIZACE PRO OBLAST SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ Sanace betonových konstrukcí se v 80. autorizaci pro oblast sanace betonozkoušení a to tak, že uchazeč bude proa 90. letech minulého století konstituových konstrukcí. Ta by měla objektivně věřen nejprve písemným testem na závala jako samostatný obor, ke kterému prověřit znalosti uchazeče a garantovat kladě předem známého souboru otápostupně vznikala jak technická literasubjektům, které budou s touto fyziczek a poté bude následovat osobní potura, tak technické regulativy, ktehovor s členy komise nad pracemi, ré kodifikovaly jednotlivé technologickteré uchazeč v oboru sanací realizoké postupy i vhodné parametry poval. Úspěšným uchazečům pak bude užívaných materiálů. Zpočátku byly předáno osvědčení o udělení autoriveškeré technické informace shrnuzace i razítko umožňující jejich identy v Technických podmínkách, ktetifikaci. ré vydávaly obvykle velcí investoři, Proces autorizace byl zahájen v měnapř. Ředitelství silnic a dálnic či Čessíci květnu a na právě ukončené konké energetické závody. V roce 1996 ferenci Sanace 2010 byla předána vydalo Sdružení pro sanace betoprvním třem úspěšným absolventům nových konstrukcí vlastní TechnicOsvědčení o autorizaci. Tato autorizaké podmínky, které byly v roce 2003 ce v žádném případě nenahrazuje ani nahrazeny novější modernější verzí. nesupluje standardní autorizaci ČesSoučasně však začaly být přejímáké komory autorizovaných inženýrů ny i Evropské normy. V dnešní době a techniků ve smyslu zák. č. 360/1992 tedy existuje rozsáhlý soubor znalosSb. v platném znění o výkonu povotí, které jsou nezbytné jak k úspěšné- První tři úspěšní absolventi Ing. Daniel Frajt (zleva), lání autorizovaných architektů a o výmu projektování, tak k realizaci sana- Ing. Václav Pumpr a Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc., při konu povolání autorizovaných inžepředání Osvědčení o autorizaci z rukou zástupců SSBK cí betonových konstrukcí. Zároveň se a WTA – Prof. Leonarda Hobsta, CSc., Doc. Ing. Jiřího nýrů a techniků činných ve výstavbě. však sanace betonových konstrukcí Dohnálka, CSc., a Prof. Ing. Rostislava Drochytky, CSc., Jejím smyslem je poskytnout invesjako svébytný obor nevyučují ani ne- – na konferenci Sanace 2010. torům i všem dalším subjektům, popřednáší a technici v praxi tak musí hybujícím se ve stavebním procesu, získávat informace především v odpřiměřenou informaci či garanci, že borné literatuře, sbornících konferencí či kou osobou spolupracovat, že je v obosubjekt, se kterým komunikují, je pro obv postgraduálních kvalifikačních kurzech. ru sanací kompetentní. Autorizace bude last sanací betonových konstrukcí komNe vždy je však věnována tomuto sebeprováděna na základě žádosti o udělepetentní a je schopen se kvalitně zhosvzdělávání přiměřená pozornost a tak jak ní autorizace před čtyřčlennou zkušebtit zadaných úkolů. Informace o autoriv projektech, tak při realizaci se naráží ní komisí, složenou vždy ze dvou odzaci jsou k dispozici na webových stránna časté improvizace i zřejmé chyby. borníků z SSBK a WTA CZ (Doc. Ing. Jikách SSBK a WTA CZ (www.ssbk.cz; www.wta.cz) Proto se Sdružení pro sanace betoří Bydžovský, CSc., Doc. Ing. Jiří Dohnánových konstrukcí a Vědecko-techniclek, CSc., Prof. Ing. Rostislav DrochytDoc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc. ká společnost pro sanaci staveb a péka, CSc., Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc.). předseda zkušební komise či o památky (WTA CZ) rozhodly zavést Obvykle dvakrát ročně bude provedeno 68


❚

3/2010

F I R E M N Í P R E Z E N TA C E ❚

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

STEELCRETE® – BETON S ŽELEZEM V KRVI Novinkou v letošním roce z hlediska inovačního řešení v oblasti betonových konstrukcí je beton s rozptýlenou výztuží pod označením STEELCRETE®, kterou zavedl přední výrobce transportbetonu v ČR skupina Českomoravský beton, člen HeidelbergCement Group. STEELCRETE® je beton, nebo-li drátkobeton, se zaručenými mechanickými vlastnostmi obsahující rovnoměrně rozptýlená ocelová vlákna – výztuž. Je to kompozitní materiál, s konstantními vlastnostmi ve všech směrech, jehož mechanické vlastnosti a kvalita jsou zaručeny neustálou kontrolou výrobního procesu a prováděnými testy. Používá se při zhotovování betonových konstrukcí staveb, kde může nahradit zcela nebo částečně klasickou betonářskou výztuž, ale také i pro konstrukce z předepjatého betonu, zejména v oblastech zvýšeného namáhání. Vláknobetony jsou stavebním materiálem již dlouhodobě používaným pro zhotovování betonových stavebních konstrukcí. Vlákna zlepšují různé mechanické vlastnosti betonu jako například pevnost betonu v tahu, odolnost proti obrusu nebo naopak snižují rozvoj trhlin v betonu při procesu jeho tvrdnutí a snižují i šířku trhlin ve ztvrdlém betonu. Syntetická vlákna jsou pak v poslední době používána pro zvýšení odolnosti betonové konstrukce proti požáru. Ocelová vlákna – drátky jsou dlouhodobě využívána při zhotovování průmyslových podlah. STEELCRETE® je novým druhem drátkobetonu, jehož mechanické vlastnosti jsou předem testovány dle standardizovaných zkušebních postupů a výrobce (členové skupiny Českomoravský beton) je garantuje jako součást dodávky. Z K O U Š E N Í K VA L I T Y STEELCRETE® je drátkobeton, jenž splňuje veškeré požadavky na beton dle ČSN EN 206-1 a navíc splňuje požadavky dle podnikové normy vydané Českomoravským betonem, a.s., PN ČMB 01-2008, na kterou bylo vydáno stavebně technické osvědčení STO 060-028542.

py), které vyžadují vyšší stupeň vyztužení, a použití pouze betonářské výztuže by vedlo k problémům při betonování průřezu a detailů. VÝHODY ® STEELCRETE je homogenním materiálem, a proto se díky jeho použití snižuje riziko nesprávného vyztužení či posunutí výztuže při hutnění. Dále zlepšuje soudržnost betonu v detailech konstrukce (hrany) a odstraňuje tzv. opadávání betonu v okrajových částech. Odstraněním nebo částečnou redukcí klasické betonářské výztuže v konstrukci odpadá či se značně redukuje požadavek na dopravu a skladování výztuže na stavbě a provádění armovacích prací. Dodávkou rozptýlené výztuže „přímo z autodomíchávače“ se zrychlí postup výstavby a navíc toto řešení přispívá k nemalé úspoře nákladů na provedení stavby. REALIZACE STEELCRETE® jak už bylo výše řečeno je vhodný mimo jiné pro základové desky bez použití klasické výztuže. Příprava základové desky na betonáž je stejná jako při použití klasické betonové směsi a ocelové výztuže.

STO 060-028542

Detail STEELCRETE 1

®

STEELCRETE je zkoušen všemi potřebnými testy jako obyčejný beton dle norem pro zkoušení čerstvého betonu řady ČSN EN 12350 a ztvrdlého betonu řady ČSN EN 12390. Navíc je testován na pevnost v tahu za ohybu dle postupu uvedeného v PN ČMB 1-2008, který je shodný s postupem uváděným v německé směrnici pro drátkobetony. Jedná se o zatěžování čtyřbodovým ohybem, kde zatěžování je řízeno rychlostí průhybu trámce a činí průměrně 0,2 mm/min. Výsledkem je graf závislosti průhybu na velikosti zatěžovací síly před a po vzniku makrotrhliny. Z něho jsou pak odvozeny pevnostní třídy vláknobetonu: - v tlaku, - v tahu na mezi vzniku makrotrhliny, - v reziduálním tahu po vzniku makrotrhliny. Tyto hodnoty pak slouží pro statické výpočty jednotlivých konstrukcí.

Minimální doporučená tloušťka vrstvy betonu STEELCRETE® je 150 mm.

Vyhodnocení zoušek normových trámků ohybem (rv,f = 0,5%) 30

(CLS)m

FRm,c

Vzorek A Vzorek A

(CLS)k

FRk,c

Vzorek A Průměrné hodnoty

20

Síla FR [kN]

Charakteristické hodnoty

FRk,res,1

FRk,res,2

FRk,res,3

10 FRk,res,1

1,0

E t3

0,0

E tk,c E tm,c

0

E t2

Km(min FRk,res,1)

2,0

3,0

E t1 = 3,5

4,0

5,0

Deformace Et [mm]

Zkouška pevnosti v tahu ohybem

Po uložení STEELCRETE® na základovou desku lze jednoduše hladinu směsi rozvlnit a tím dojde k rozlití povrchu. Perfektní konzistenci a dobrou stabilitu s vysokým nárokem na rozlití dosáhneme kvalitními příměsmi.

Graf závislosti průhyb/síla

V Ý R O B A A D O P R AVA STEELCRETE® je vyráběn na centrálních betonárnách za nepřetržité kontroly výrobního procesu. Na stavbu je dodáván autodomíchávači a do konstrukce je ukládán přímo nebo pomocí čerpadel či jeřábem a bádiemi. Zhutňování se provádí jako u obyčejného betonu. POUŽITÍ STEELCRETE® je s výhodou používán na konstrukce základových desek, kde může zcela nahradit klasickou výztuž. Další vhodné využití je do podlah skladových hal a objektů s vysokým nárokem na plošné zatížení. Množství drátku na m3 betonové směsi STEELCRETE® se stanoví podle požadovaného zatížení. V kombinaci s klasickou výztuží je vhodný pro provádění stěn podzemních podlaží budov (například při použití technologie „bílé vany“), kdy přispěje k redukci klasické výztuže a redukuje šířku možných trhlin v konstrukci, čímž se dosáhne vodotěsnosti konstrukce. Je vhodný v kombinaci s klasickou výztuží i pro další stavební konstrukce (stěny, stropy, slou-

3/2010

❚

® Použití betonu s rozptýlenou výztuží STEELCRETE se stále více prosazuje na stavbách, kde je kladen důraz na hospodárnost, rychlost a preciznost. Více informací o produktu naleznete na www.steelcrete.cz.

Podle podkladů společnosti Českomoravský beton, a.s.


Ing. Vladimír Veselý, Petr Krejča

69

HISTORIE

❚

HISTORY

ANTONÍN ENGEL – ROLE NOVÉ TECHNOLOGIE A ARCHITEKTONICKÉ KONCEPCE PŘI HLEDÁNÍ NADČASOVÉ FORMY ❚ ANTONÍN ENGEL – THE ROLE OF NEW TECHNOLOGY AND MODERN ARCHITECTURAL CONCEPT IN HIS SEARCH FOR TIMELESS FORM Petr Vorlík Architekt Antonín Engel (1879 až 1958) [1] je obvykle řazen ke konzervativní linii architektury první poloviny dvacátého století. Tvorba tohoto okruhu bývá na pozadí zpravidla upřednostňované avantgardy nepřesně označována jako eklekticky orientovaná „druhá liga“. Při bližším nezaujatém pohledu je však zřejmé, že se jedná o dílo kultivovaných, vzdělaných tvůrců, využívající mnohdy velice pokrokové prostředky, kladoucí značný důraz na konstruktivní a stavitelskou logiku; navíc v meziválečné stavební produkci kvantitativně převažující.

❚

Architect

Antonín Engel (1879–1958) is generally grouped among the Czech architectural conservative line. Its production in the first half of the twentieth century is inaccurately classified as the eclecticism and „bush league“ (especially against the backdrop of favourite avant-garde). Nevertheless, more unprejudiced insight can disclose these architects as well-educated and refined authors, often using very progressive resources, with accentuation of the structural and engineering logic; moreover quantitatively predominant in the Czech interwar architecture.

Antonín Engel vystudoval CK České vysoké učení technické u profesora Jana Kouly, tři semestry na Německé vysoké škole technické v Praze u profesora Josefa Zítka (obě ukončil 1903) a poté v letech 1905 až 1908 na Akademii výtvarných umění ve Vídni u proslulého Otto Wagnera. Na technice získal pragmatický pohled inženýra a stavitele, na vídeňské akademii „klasické“ vzdělání (i když u pokrokového profesora). Engelova studia už jasně naznačují jeho neutuchající potřebu získávat zkušenosti a informace z různých zdrojů, snahu o jejich propojování a provazování. Vrstevnatost a kouzlo Engelovy architektury může vyplývat právě ze schopnosti skloubit různé podněty – hluboce poučený, kultivovaný až akademický přístup s využitím nových, moderních technologických i výrazových prostředků. Značný vliv na Antonína Engela měl jistě také přímo Otto Wagner – jeho poetická architektura, ale i schopnost ke stavbě přistupovat věcně, stavitelsky a podnikatelsky. V roce 1907 získal Antonín Engel stří70

brnou medaili Akademie a poté dokonce prestižní Římskou cenu – známku mimořádného talentu, ale rovněž porozumění a dobré znalosti historické architektury, což na přelomu století patřilo k nutné teoretické výbavě architekta. Antonín Engel za stipendium města Prahy už v roce 1903 procestoval Německo a Belgii, a v roce 1909 získal státní stipendium na cestu po Itálii, kde se zhruba v téže době pohyboval i Le Corbusier – každý z nich si však na základě svého školení odnesl odlišnou zkušenost (srov. vzdělaný, akademický architekt-intelektuál versus švýcarský talent od přírody, mimořádně všestranný, výtvarně nadaný rytec hodin a stavební praktik). V duchu Wagnerovy školy byl Antonín Engel velice aktivní také ve veřejném životě. Vedle bezprostředního, tehdy běžného, profesně nutného sdružování a výměny informací cítil potřebu vstupovat i na širší pole veřejné diskuse – byl členem Státní regulační komise, hojně publikoval, působil v redakčním kruhu časopisu Styl a jako profesor, později dokonce rektor na ČVUT... Osobnost Antonína Engela působivě vykreslují vzpomínky jeho vnučky, která s ním v pohnuté době po druhé světové válce krátce žila ve stísněných poměrech jedné domácnosti (dlužno dodat, že tehdy už byl oficiálně ve výslužbě): „Nikdy nepracoval hekticky, měl svůj ustálený pravidelný denní pracovní rytmus, od kterého nikdy neustupoval. Ráno brzo vstával, trochu cvičil, oholil se, oblékl se, při tom si rád zazpíval a šel si do trafiky k paní Teyralové do Šmeralovy ulice pro Lidovou demokracii a kuřivo... Když přinesl čerstvé pečivo k snídani, babička teprve vstávala. Po snídani usedl k rýsovacímu prknu a pracoval celé dopoledne. Před obědem se šel projít. Procházky miloval, a dokud ho nebolely nohy, vykračoval si vždy několik kroků před ostatními. Babička... uklízela každý den. Když se k této činnosti schylovalo, dědeček popadl hůl a pravil: ´Maminko, jdu se trochu projít´, a vrátil se, když už bylo po všem. Žádné domácí práce nevy-

konával. Nebyl nijak manuálně zručný... Po obědě si na kanapíčku zdříml a opět se posadil k práci. Kolem čtvrté hodiny odpolední za ním většinou přicházely návštěvy... Probírala se doba a politika s nadějí, že se komunistický režim položí...“ [2]. Obraz architekta Antonína Engela získává plastičtější obrysy – pracovitý, přímočarý, čestný, přísný, kultivovaný, společenský, gentleman. Zkrátka typický muž „ze staré školy“. Stejně jako jeho architektura. Významnou roli v Engelově architektuře sehrál neobyčejný důraz na konstrukci – architektonizované vyjádření její nosné podstaty a struktury. Základním materiálem se pro něho vedle stavitelsky „poctivých a osvědčených“ cihel stal přirozeně i tehdy oblíbený železobeton. Zřetelně si uvědomoval, že nový materiál vyžaduje odlišný přístup a formy [3]. Ne náhodou proto jeho tvorba připomíná dílo velkého průkopníka železobetonu – Augusta Perreta (1874 až 1954). I N Ž E N Ý R S K É S TAV B Y, TECHNOLOGIE A NOVÉ FORMY

Na počátku Engelova hledání byly vedle Wagnerovsky laděných projektů velkorysých urbanistických souborů a veřejných budov především inženýrské a průmyslové stavby – zejména zdymadlo a vodní elektrárna v Poděbradech (1913 až 1923) (obr. 1a, b) a časově navazující vodárna a filtrační stanice v Praze-Podolí (1923 až 1928) (obr. 2a, b). Zdymadlo a vodní elektrárna představují výtvarně a technologicky poměrně složitý, pozoruhodný soubor, jednu z prvních větších Engelových realizací, navíc v rodném městě. Vedle hmotné stavby je však neméně důležitý i text Výtvarná stránka staveb inženýrských, který Antonín Engel napsal při příležitosti publikování své realizace a který lze vnímat jako určitý klíč k jeho další tvorbě. V příspěvku upozorňuje na narůstající množství inženýrských děl, jejich vstup do struktury osídlení, významný podíl na dobové stavební produkci a z toho vyplývající novou zodpovědnost pro projektanty: „Dnešní roztřídě-


❚

3/2010

HISTORIE

❚

HISTORY

Obr 1a, b Antonín Engel – Zdymadlo a vodní elektrárna, Poděbrady, 1913 až 1923 (Repro Časopis československých architektů 1926, archiv Povodí Labe) ❚ Fig. 1a, b Antonín Engel – The lock chamber and the hydroelectric power plant, Poděbrady, 1913–1923

1a 1b

ní pojmu architekta a inženýra jest data velmi mladého a nesahá dále nazpět než do počátku minulého století... Přes tuto krátkou historii stojíme dnes před absolutním rozpoltěním povolání kdysi jednotného, před rozlukou dvou směrů, to jest rázu konstruktivního se směrem rázu výtvarného... Rozlukou nabyly obě složky akční svobody. Na kterou stranu se přiklonily větší výhody v dalším vývoji, respektive kde lze konstatovati větší resultáty?... lví podíl co do kvantitativního rozmachu i co do smělosti a velikosti řešených úkolů současných, náleží nesporně větvi konstruktérů, inženýrů, co zatím tvorba u větve architektů, příliš zatížená tradicí a historismem zúžila se co do rozsahu kvantitativního i zploštila se kvalitativně...“ [4]. Ve starším textu pro časopis Styl zašel Engel ve své kritice eklektismu ještě dále: „Fasáda nabývá vrchu, až ko3/2010

❚

nečně historický a dobový romantismus posledního desítiletí ovládne zcela zevnějšek; znásilní vnitřní přirozený organism do té míry, že téměř zcela vytratí se forma nájemného domu, aby byla změněna za obludnou představu činžovního paláce... To vše podporováno jsouc po většině malou inteligencí provádějících stavitelů a podnikatelů... Naše ulice, náměstí, nábřeží v předměstích a jmenovitě ve čtvrti asanační, jejíž hlavní třída je přímo grandiosním pomníkem stavitelské brutality, jsou výmluvnými dokumenty, kam až musilo dospěti šílené fasádnictví.“ Do protikladu staví svoji vlastní ideální představu, vyrůstající bezesporu z Wagnerovských kořenů tektonické a materiálové střízlivosti i adekvátního chování dílčí stavby v rámci organismu města: „Výtvarné řešení průčelí omezu-


je se buď na akcentování určitých prvků konstruktivních, nebo i na pouhou dekoraci plošnou, vždy ovšem v souhlase s tektonickou povahou užitých materiálů... Příznačná tendence nové architektury, působení ryzostí a solidností materiálu, musí i zde býti především směrodatna, ježto sama sebou k zjednodušení a tudíž žádoucímu uklidnění průčelí domovních přispěje... Odporná pseudonádhera činžáků, která slouží jen za pozlátko velkoměstské bídy, musí ustoupiti střízlivé, za to však pravdivé tvářnosti domovních průčelí, jako objektů utilitérních bez nároků na větší hodnocení. Dům nájemný není a nemůže býti nikdy ´ dílem uměleckým´ v pravém slova tohoto smyslu, stačí, bude-li pouze dokonalým dílem stavitelským... Příklady měst starých jsou tohoto výmluvným dokladem. Každý, kdo zná města, na př. italská, dosvědčí, jaký ohromný půvab spočívá v kontrastu konstruktivní nahoty průčelí domovních a nádhery chrámů a radnic... Oko odpočinuté, ničím nedrážděné, s tím větším požitkem spočine na skutečné architektuře.“ [5] Engel ve svých názorech zřetelně vychází z podstatně starších a ve středoevropském prostoru mimořádně vlivných myšlenek obsažených ve Wagnerově architektonické bibli: „Naše doba hledajíc a pátrajíc po správnosti, nalezla spásu v opičení místo v přirozené tvorbě a přirozeném pokroku, vzdálena toho, aby nás a naše nazírání přivedla k výrazu... Skutečnost, že mnohá architektonická úloha jako na př. stavba chrámu jest zdánlivě stejná jako před staletími, kdežto nové úlohy jsou data novějšího, přivodila nové omyly. Tak se stává, že laikové a pohříchu i mnozí architekti jsou toho náhledu, že na př. parlament může se vystavěti řecky, avšak telegrafní úřad nebo telefonní centrála nemohou být vystavěny goticky, zároveň však žádají si kostela přímo ve slohu posléze jmenovaném... Všichni při tom zapomínají toliko na jedinou okolnost, že totiž lidé, kteří chodí do těchto budov, jsou všichni stejně moderní, že jest nejen 71

HISTORIE

❚

HISTORY

2a 2b

Obr. 2a, b Antonín Engel – Vodárna a filtrační stanice, Praha-Podolí, 1923 až 1928 (archiv VCPD ČVUT v Praze) ❚ Fig. 2a, b Antonín Engel – Waterworks and filtration plant, Prague-Podolí, 1923–1928

proti zvyku dojížděti do parlamentu s obnaženými údy na antickém vítězném voze, ale také jíti do kostela nebo do radnice ve středověkém kabátě s rozparky...“ I Otto Wagner ze své zdrcující kritiky vydestiloval nosné teze postavené na pevných základech nadčasovosti v architektuře, ke které lze dospět organickým provázáním racionální a emotivní složky tvorby: „Nepraktické nemůže být krásné... Každá kompozice jest podmíněna materiálem k provedení určeným a použitou technikou... Bez znalosti konstrukce a bez zkušenosti jest pojem stavebního umělce nemyslitelný... Moderní konstrukce položila si určitou úlohu vyrovnati dle možnosti obě tyto dvě protivy, totiž dobu provádění a solidnost... Při stavbách za všech dob zřejma jest patrná tendence propůjčiti vytvořeným dílům pokud možno největší stabilitu a nepro72

měnlivost, aby se učinilo zadost nejdůležitější thesi stavitelského umění, ‚věčnému trvání‘...“ [6] Nepřehlédnutelné dobové paralely v důrazu na význam inženýrských staveb a vývoj v oblasti konstrukcí poskytují ve srovnání s Engelovým textem k poděbradskému souboru (1926) také legendární kniha Le Corbusiera Vers Une Architecture (1923) a posun ke kterému dochází v Bauhausu okolo roku 1924 (přechod od spíše emotivního, expresivního pojetí k přísnému funkcionalismu). Engelovy úvahy, ačkoliv dobově podbarvené a kontextuální, se však ubírají méně dogmatickým směrem: „Revoluční proces nynější, jak se jeví v současné architektuře, třeba provázený zjevy také nebývalého úpadku formálního, jest předzvěstí nového, bohdá slibného vývoje, a je charakterisován téměř naprostým odklonem od tradice

a přimknutím k metodám ryze racionalistickým, třeba i, což nutno konstatovat, mnohdy i jen zcela povrchně chápaným... Počátky žádoucího obratu lze konstatovati jednak ve faktickém odklonu dnešních architektů od eklektických method starší generace až ku přespříliš akcentovanému racionalismu a konstruktivismu, jenž hraničí až na výtvarnou askesi...“ Antonín Engel vybízí ke spolupráci mezi inženýrem jako zástupcem racionálního, věcného přístupu a architektem jako umělcem. Architektova práce nesmí být omezena na pouhé eklektické dekoratérství osazené na technicky vnímanou osnovu (jako v jím opovrhované nedávné minulosti). Na základě intenzivní, soustavné komunikace v každé fázi projektu by mělo dojít k přirozené symbióze, díky které si architekt uchová svoji tvůrčí svobodu, stejně jako výsledné dílo zůstane výtvarným tedy nadčasovým artefaktem. V O D Á R N A A F I LT R A Č N Í S TA N I C E V PRAZE-PODOLÍ

Patrně nejznámější a nejprůkaznější příklad požadované spolupráce v Engelově díle představuje vodárna a filtrační stanice v Praze-Podolí (obr. 2a, b), kde na základě podnětů proslulého kolegy z České techniky, statika Bedřicha Hacara nastala změna konstrukční a pochopitelně i výtvarné koncepce – hustý les sloupů podpírající bazilikální stupňovitou střechu navržený v prv-


❚

3/2010

HISTORIE 3a

❚

HISTORY

3b

Obr. 3a, b Antonín Engel – Regulace areálu ČVUT, Praha-Dejvice, 1924 až 1925 (archiv Ústavu 15113 FA ČVUT v Praze) ❚ Fig. 3a, b Antonín Engel – Zoning plan for the Czech Technical University campus, Prague-Dejvice, 1924–1925 Obr. 4 Antonín Engel – Parlament – Soutěžní projekt na regulaci severozápadního sektoru Prahy, 1920 (Repro Styl 1921 až 1922) ❚ Fig. 4 Antonín Engel – Parliament building – Architectural competition for the northwestern sector of Prague, 1920

4

ní fázi projektu byl při realizaci nahrazen vzdušnými parabolickými oblouky. Výsledkem je podstatně jednodušší nosná struktura, ale také naprosté uvolnění půdorysu (srov. ideály avantgardy) a dokonalé propojení konstrukce a výrazu interiéru. Průčelí podolské vodárny vykazuje na první pohled spíše rysy akademicky orientované stavby. Celková kompozice vychází z ověřených, podle Engela nadčasových principů, jejichž kořeny lze paradoxně hledat mimo jiné i v jím kritizovaném devatenáctém století – především harmonické uspořádání obrovských objemů za pomoci obecně srozumitelné, zavedené geometrie (symetrie, rytmus) a přehledné tektoniky respektive trojdělení na sokl, podpory a břemeno (včetně použití vysokého řádu a dokonce i tradičního vrstvení kladí). V detailu však poučený pozorovatel prakticky nenalezne přesné citace vy3/2010

❚

cházející z klasických předloh, ani jejich volné interpretace (což bylo dříve považováno za projev dokonalého ovládnutí hmoty, kultivované „vyšší“ architektury). Bližší pohled na průčelí odhaluje spíše skladbu prostých, racionálních novotvarů – například skeletová schodiště mohou sice v duchu myšlenek Violet le Duca evokovat venkovní schodiště kamenných středověkých katedrál, zde však zřetelně formovaná pro železobeton; také sloupy mají sice přirozeně hlavice, ale zcela svébytného tvaru atd. Jakoby se zde pokoušel Antonín Engel najít pro nový materiál, konstruktivní strukturu a dobu přiměřené „neoarchetypy“, prvky ze kterých bude železobetonová architektura „současně 1) a moderně“ skládána. Tento přístup, umožňující výběr ze „vzorníku“ a opakování, měl jistě značný význam u Engelových oblíbených velkých urbanistických konceptů, kde


dlouhodobě usiloval o sjednocení a kultivaci roztříštěného městského prostoru prostřednictvím důsledné regulace, zahrnující schematicky i vzhled budov. Podolská stavba tak vykazuje dva způsoby uchopení železobetonové konstrukce – v interiéru inženýrský = racionální, nutný, pravdivý, okázale prezentující technologické možnosti a velké rozpony; v exteriéru akademický = tektonický s uměleckým, kontrolovaným ovládnutím hmoty jako rafinovanou interpretací statického schematu. Podolská vodárna (ve své době největší železobetonová stavba na našem území) si přesto podle slov Antonína Engela vysloužila nepochopení ze strany odborné veřejnosti: „Vnější výtvarné vyjádření architektonické tehdy narazilo na zásadní odpor kolegů, kteří ve formálním výrazu klasického ražení spatřovali zradu na architektonickém pokroku.“ 73

HISTORIE

❚

HISTORY

REGULACE DEJVIC, BUBENČE A AREÁLU ČESKÉ TECHNIKY

Životním dílem se pro Antonína Engela stala regulace Dejvic, Bubenče a areálu České techniky [7] (obr. 3a, b). Projekt v soutěži na regulaci severozá-

tem nových budov Českého vysokého učení technického v Dejvicích. V následujícím roce vypracoval podrobný generální projekt a regulaci areálu přímo v srdci Dejvic. S pokračující realizací nové městské čtvrti se však roz-

por mezi rigidním regulačním plánem a prosazujícím se programem moderní architektury zásadně prohluboval. Schéma vysokoškolského kampusu totiž navazuje beze zbytku na původní Engelovu regulaci Dejvic, což vyneslo

Obr 5a, b, c Antonín Engel – Masarykovy koleje, Praha-Dejvice, 1923 až 1925 (archiv ústavu 15113 FA ČVUT v Praze) ❚ Fig. 5a, b, c Antonín Engel – The Masaryk Student´s Hostel, Prague-Dejvice, 1923–1925

5a

Fig. 6a, b, c Antonín Engel, Severin Ondřej – Vysoká škola chemicko-technologického inženýrství ČVUT, Praha-Dejvice, 1925 až 1933 (Repro ONDŘEJ, S. Novostavba Vysoké školy chemicko-technologického inženýrství v Praze Dejvicích. Praha: vl. nákladem, 1933.) ❚ Fig. 6a, b, c Antonín Engel, Severin Ondřej – The School of Chemical Technology and Engineering, Prague-Dejvice, 1925–1933 5b

padního sektoru Prahy (1920) sice jako člen Státní regulační komise podal „hors concours“, ale své velké ambice rozhodně nijak nezastíral. Koneckonců o problémy pražské a otázky struktury měst se dlouhodobě hluboce zajímal a zákonitě zde musel časem dospět k vyvrcholení své tvůrčí dráhy. Na základě rozporuplných výsledků byla nakonec Engelovi svěřena vysněná zakázka – na části předmětného území vytvořit regulaci nové městské čtvrti. Náznak možného řešení se objevuje už v soutěžním návrhu – radiálně okružní síť ulic s podkovovitým náměstím v jádru a činžovní zástavbou, která se na krajích „rozpouští“ v zahradních satelitech. Výsledná regulace Dejvic a Bubenče (1922 až 1924) se od zárodečného návrhu příliš neliší. V době postupné realizace se však už začínají objevovat první vlašťovky volnější, řádkové zástavby a Engelova městská struktura začíná být vnímána jako poněkud rigidní a zastaralá (což jeho tvorbě opět podsouvá cejch historismu). Nicméně na obranu Antonína Engela je třeba dodat, že v době kdy projekt „na papíře“ teprve vznikal, se příklady volnější zástavby ještě příliš neobjevují, a kompozičně efektní síť ulic v jeho návrhu vychází spíš než z čistě výtvarného puzení ze staršího trasování cest a morfologie terénu, což přesvědčivě dokládají ostatní, nepřehlédnutelně podobné soutěžní projekty. V prosinci roku 1924 byl Antonín Engel jmenován usnesením akademického senátu generálním projektan74

5c


❚

3/2010

HISTORIE

autorovi už velmi ostrou kritiku a obvinění, že používá přežitý koncept: „... dílo, které bylo letos v červnu položením základního kamene slavnostně zahájeno a jemuž dáván význam všenárodního úspěchu a technického pokroku,

jest spíše velikým zklamáním pro každého, kdo poněkud sleduje technický pokrok... Na místě vzorných, potřebám moderní technické výchovy odpovídajících a volně disponovaných ústavů shledáváme se s uzavřenými bloky

6a 6b

6c

❚

HISTORY

budov pochybné nádhery, do kterých mají býti vtlačeny ústavy technické ne dle svých samostatných a odlišných potřeb, ale dle neúčelné disposice celkové, která řízena jest překonanou a dnešku nevyhovující renesanční myšlenkou ‚technického fora‘...“ [8] Tuto vcelku oprávněnou, věcnou kritiku jistě přiživila i výrazně tradicionalistická kompozice hlavní osy, dokonce s očividnými citacemi v historii oblíbených záchytných bodů – dominantou věže v průhledu a vítězným obloukem u vstupu. Bezmála shodné řešení s předprostorem parlamentu na Letné v soutěžním návrhu na severozápadní sektor Prahy z roku 1920 naznačuje, že Antonín Engel ve svých projektech dává před ad hoc návrhem přednost univerzálnímu, všeplatnému řešení, použitelnému pro analogické situace (srov. parlament s vládními budovami na Letné versus rektorát a fakulty v Dejvicích). Patrně se opět jedná o vliv Otto Wagnera a jeho představy veřejných budov jako záchytných bodů v území. V bezprostředním sousedství byly souběžně se vznikem regulace dejvického kampusu vystavěny podle Engelova projektu Masarykovy koleje (1923 až 1925) (obr. 5a až c). Kultivovaný střízlivý soubor vznikal ve stejné době jako podolská vodárna a se shodnými detaily průčelí i interiéru. Antonín Engel už patrně vycizeloval svůj „nový slovník architektury“ a začal ho používat v masovém měřítku – přes manifestační důraz na tektoniku však paradoxně i u budov smíšené cihelné a železobetonové konstrukce. V areálu ČVUT byly podle Engelova regulačního plánu nakonec vystavěny v meziválečné éře pouze dva bloky – Vysoká škola chemicko-technologického inženýrství (1925 až 1933) podle podrobného projektu Severina Ondřeje (obr. 6a až c) a Vysoká škola zemědělská a lesnická s Fakultou architektury a pozemního stavitelství, částí Fakulty stavebního inženýrství a Zkušebním ústavem stavebních konstrukcí profesora Kloknera (1929 až 1937) podle Theodora Petříka. ANTONÍN ENGEL VERSUS JAN GILLAR

Jestliže u poděbradského souboru ještě platilo, že Antonín Engel držel krok s progresivní linií naší architektury a zároveň si dovedl uchovat vlastní rukopis, u meziválečné realizace areálu ČVUT už je jeho pozice jiná. Se značnou délkou výstavby se rozpor mezi prosazu3/2010

❚


75

HISTORIE

❚

HISTORY

jícím se nekompromisním avantgardním pojetím a konzervativněji, smířlivěji laděným Engelem ještě více prohluboval – nabízí se přímo didaktické srovnání se sousední ikonickou avantgardní novostavbou Státního reálného gymnázia, školy a školky Edvarda Beneše – tzv. Francouzských škol od architekta mladší generace Jana Gillara (1904 až 1967), dokončenou prakticky ve stejné době (1932 až 1934) (obr. 7a až c). Zásadní rozdíly spočívají už v urbanistickém a dispozičním členění školských budov – zatímco Engel používá osvědčené = nadčasové schéma uzavřených městských bloků, Gillar volí módní explozivní, rozeklaný shluk hmot bez vnitřních dvorů (dlužno dodat, že už na hraně volnější zástavby zahradní čtvrti). Engelovy (respektive Ondřejovy a Petříkovy) bloky vychází z modelu tradičních, univerzálních dvoutraktů – s místnostmi řazenými mechanicky za sebou po obvodu a chodbami

7a

Obr. 7a, b Jan Gillar – Francouzské školy, Praha-Dejvice, 1932 až 1934 (Repro Stavba 1934) ❚ Fig. 7a, b Jan Gillar – Écoles françaises, Prague-Dejvice, 1932–1934 7b

do dvorů, se symetrií a monumentalitou pronikající až do interiéru (srov. reprezentativní schodiště a posluchárny v ose). Gillar naopak klade v duchu myšlenek věcnosti a vědeckého funkcionalismu důraz na funkční schéma, ze kterého jakoby konkrétní podoba dispozic vzešla sama od sebe, na základě neosobní „vědecké analýzy“ provozu, osvětlení atd. Analogické odlišnosti vykazuje i konstrukce – na jedné straně Engelova konzervativní, robustní stavba z cihel se železobetonovými stropy a na druhé straně Gillarův lehký železobetonový skelet s vyzdívkami (srov. tehdy frekventovaná teze, že architektura je tím modernější, čím menší má hmotnost). Nejzřetelnější rozdíly však spočívají ve výtvarném uchopení povrchů, v ře76

šení detailů a výběru materiálů; z čehož patrně vyvěrá překvapivě předpojatá dobová kritika ze strany pokrokových architektů. Antonín Engel klade důraz především na solidní řemeslo a „věčné trvání“ – klasické, trvanlivé, ověřené materiály (břízolit a kámen na průčelí, šikmé střechy s pálenou krytinou, dřevěná okna a dveře, teracco, dubové parkety atd.). Gillarův zájem se soustředí spíše na moderní, inženýrské výdobytky, na vytvoření hygienického, aseptického prostředí plného vzduchu a světla, kde je potřeba reprezentace nebo identifikace s historií programově potlačena (hladké, abstraktní omítky na průčelí, ploché střechy, subtilní dřevěná a ocelová okna i dveře, terraco, beton, guma aj.). Průčelí vedle použitých materiálů vykazují značné rozdíly i kompozičním

uspořádáním. U Engela vítězí strohé, přísné, strukturované plochy s důrazem na statickou tektoniku, opakovatelnost a skladebnost použitelnou pro celou čtvrť (viz hledání přiměřeného tvarosloví pro novou železobetonovou architekturu). Gillarova průčelí jsou v duchu purismu a funkcionalismu spíše asymetrickými kompozicemi tmavých otvorů na světlém pozadí (srov. plátna abstraktních malířů), které vychází z konkrétního řešení dispozic (srov. u Engela všechna okna do ulice stejná) a získávají tak hravost, náhodnost a přitažlivé drama, které i přes převahu holých ploch nutně muselo oslovit všechny emotivně smýšlející mladé architekty. Průčelí tak vypovídají o dvou různých způsobech chápání pravdivosti moderní architektury – na jedné stra-


❚

3/2010

HISTORIE

1)

2)

V této souvislosti je nutné zmínit termín „nová tradice“, který používá pro architekturu Engelova ražení Kenneth Frampton. Tvůrci z tohoto okruhu usilují o vytvoření nového kánonu, postaveného na ověřených, nadčasových hodnotách, ovlivňujících přede-vším celkovou kompozici (zejména symetrie, poměr plných a prosklených ploch, řád, tektonika). Zároveň však používají nově vytvořené, skladebné dílčí prvky/ formy, které lépe odpovídají změněné době, společnosti a zejména dostupným technologiím. Mnohdy není cílem ztotožnění s minulostí nebo iluze historie, ale spíše vytvoření nezařaditelné stavby trvalých kvalit, která má potenciál stát se výhledově „klasikou“ (srov. Speerův tzv. Zákon krásných ruin). V souvislosti s typologií je zajímavé, že ačkoliv se avantgarda zaštiťovala průmyslem, ve kterém hledala svůj vzor, vyvrcholení lidského snažení, kultury a pokroku (srov. strojová estetika, prefabrikace, vědecké a exaktní metody práce atd.), větší a především bezprostřední zkušenosti s racionálními průmyslovými a inženýrskými stavbami měli paradoxně spíše starší praktici František Roith, Bohumil Hübschmann, Antonín Engel aj.

3/2010

❚

Ing. arch. Petr Vorlík, Ph.D. Ústav teorie a dějin architektury FA ČVUT v Praze

RSTAB RFEM Program pro výpočet rovinných i prostorových prutových konstrukcí

Program pro výpočet konstrukcí metodou konečných prvků

Navrhování podle nových evropských norem

Řada přídavných modulů Rozsáhlá knihovna profilů Snadné intuitivní ovládání 6 500 zákazníků ve světě Nová verze v českém jazyce Zákaznické služby v Praze

Ing. Software Dlubal s.r.o. Anglická 28,120 00 Praha 2 Ing. Software

Dlubal

Tel.: +420 222 518 568 Fax: +420 222 519 218 E-mail: [email protected]

t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c eInzerce • 96,5x132 B E T zrcadlo O N (Beton CZ 2009)_01.indd

1

Statika, která Vás bude bavit ...

Poznámky:

Přestože může pozdně vrcholná tvorba Antonína Engela v tomto nevděčném srovnání působit příliš akademicky a přísně, je třeba vzít v úvahu i výsledky jeho pedagogického působení – vždyť jeho žáky byli takoví pokrokoví architekti jako například Karel Honzík, Vít Obrtel, Jaroslav Fragner (který však jako člen puristické čtyřky pro rozpory s Engelem školu opustil), Evžen Linhart, František Čermák nebo Gustav Paul. Projekty vznikající pod jeho vedením navíc vykazují značnou míru plurality. Nejvíce patrně ovlivnil následovníky právě svým důrazem na stavitelské, praktické, racionální stránky architektury: „Na základě daného programu a na podkladě situace, zpravidla skutečné, jest řešiti posluchačstvu určitou úlohu se všemožným zřetelem na konkrétní skutečnosti, jaké v praksi mohou nastati. Daná úloha jest jen potud ideální, pokud nemusí bráti zřetel na stránku nákladovou... Jinak ale jsou při úloze náležitě uplatňovány veškeré ohledy praktické i ekonomické povahy... Všemožný zřetel na konkrétnost považuji za hlavní předpoklad výchovy budoucího architekta-inženýra, neboť dnes více než kdy jindy, nebylo by správné vychovávati k iluzi, jež se pak nikdy nesplní. Tyto iluze netýkají se jenom celého pojetí projektu ve smyslu na příklad nepravděpodobné opulence nákladové a rozsahové, ale i problémů parcielních, na příklad volením konstrukcí jen takových, jež jsou na dosah možností přiměřených úkolu, a co největší zřetel k oněm okolnostem, jež v praksi pak rozhodují o solidním a trvalém účinku ve smyslu technickém a výtvarném.“ [10]

www.dlubal.cz

Literatura: [1] Antonín Engel, 1879-1958, architekt, urbanista, pedagog (sborník k výstavě). Praha: Národní galerie, Národní technické muzeum, 1999; Archiv ČVUT aj. [2] Jásek J., Krajči P, Grohmanová Z., Valchářová V., Ješuta J.: Podolská vodárna a Antonín Engel, VP Ateliér, 2002 [3] viz např. Vorlík P.: Železobetonové obloukové konstrukce a meziválečná průmyslová architektura. Beton TKS, 01/2007, s. 28–33; Vorlík P.: Železobetonový skelet a meziválečná průmyslová architektura v Československu. Beton TKS, 03/2005, s. 31–35 [4] Engel A.: Výtvarná stránka staveb inženýrských. Architekt, 1926, s. 155–160 [5] Engel A.: Dům nájemný. Styl, 1911, r. III, s. 189–196 [6] Wagner O.: Moderní architektura. Praha: Jan Laichter, 1910 (v originále Vídeň: 1894), s. 24, 25, 30, 31, 55, 49 [7] Podrobněji v publikaci Vorlík P.: Areál ČVUT v Dejvicích v šedesátých letech. Česká technika – nakladatelství ČVUT, 2006 [8] Česká technika v Dejvicích. Stavba, 1925 – 26, s. 34 [9] Jan Gillar, Francouzské školy v Praze-Dejvicích. Stavitel, 1935, č. 2 [10] Komentáře ke studentským projektům v časopise Architekt SIA, 1935

HISTORY

PEDAGOGICKÉ PŮSOBENÍ

Demoverze zdarma ke stažení

ně Engelovo důsledné podtržení tektoniky a struktury konstrukce, na druhé straně Gillarův zájem o propsání vnitřního funkčního uspořádání do plošných kompozic fasád. Rozdíly v naturelu a odlišnou pozici na české architektonické scéně výmluvně dokreslují i publikační aktivity a zaměření obou autorů. Antonín Engel publikoval obvykle v časopise Styl, zatímco Jan Gillar prezentoval Francouzské školy ve Staviteli a Stavbě (srov. symptomatické názvy časopisů). Engel se zaobíral především výtvarnými stránkami, Gillarův text představuje spíše přímočarý technický popis konstrukcí a materiálů („Konstrukce stavby provedena ze železového betonu, okenní parapety rovněž betonové se 4 cm asfaltokorkovou isolací; pilíře a překlady jsou isolovány zevnitř asfaltokorkem o síle 2 cm. Stropy bedničkové, isolované zvukově olceditem o síle 2 cm a 10 cm vrstvou škváry…“ [9]). Engel se soustředil zejména na velké koncepty, veřejné a reprezentativní budovy – přijal roli nezpochybnitelného tvůrce nadčasové hodnoty, pokračovatele tradice umělce-génia. Gillar se zapojil do proudu mladší generace architektů a zaměřil se především na bytové a občanské 2) stavby , na sociální rozměr architektury – vystupuje spíše jako pragmatický sociální inženýr, spasitel a nápravce pokřiveného životního stylu.

❚

27.3.2009 7 7 10:16:36

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

PROJEKT EBETON ❚ PROJECT EBETON Milan Senko Na začátku tohoto roku byly uvedeny do provozu webové stránky www.ebeton.cz. Projekt eBeton poskytuje veřejnosti široké spektrum informací o betonu, jako o vhodném stavebním materiálu. Stránky vynikají především svým odlehčeným grafickým stylem, který spojuje jednoduchost s funkčností. ❚

At the beginning

of this year, the www.ebeton.cz website was started. The EBeton project provides the public with a wide range of information about concrete as a suitable construction material. The web pages excel in light graphic style that combines simplicity with functionality. 1

Internet se za poslední desetiletí neoddiskutovatelně zapsal do našich životů. Našel si místo v domácnostech i v práci a čím dál víc populace ho využívá nejen jako zdroj informací ale i jako prostředek ke komunikaci a zábavě. Podle českého statistického úřadu [1], internet pravidelně používá k různým činnostem 60 % české populace (tab. 1). Zvláště mezi mladými lidmi kolem věku 25 let je používání internetu naprostou samozřejmostí. Podle statistik figurují dvě základní činnosti. První je komunikace, hlavně e-maily, druhou činností je získávání zpráv a informací. Skutečnosti, že lidé na internetu hledají informace, si velmi brzo všimla marketingová oddělení. Internetový marketing má svá specifika a nesporné výhody, a tak od doby vzniku internetu roste počet prostředků investovaných do internetové propagace a to navzdory všem krizím. V České republice je spousta internetových stránek pojednávajících o betonu, lišících se jak rozsahem, tak kvalitou. Jedná se zejména o stránky výrobců betonu a stránky firem vyrábějících betonové výrobky. Doposud ale neexistoval web, který by na jednom místě přinášel souhrnné informace a obecně propagoval beton ve všech jeho možných formách. Takové projekty jsou k vidění například ve Spojených státech amerických, Británii, Německu nebo v Belgii. Před několika lety se i v naší kotlině zrodila vůle podobný projekt realizovat. Web eBeton tedy mohl vzniknout. Základní cíl byl jasný, poskytovat veškeré informace o betonu pro odbornou i laickou veřejnost a přitom pl78

3

ně využívat technické možnosti moderního sdělovacího média. Jelikož je dnešní internet (a nejen ten) přeplněn reklamou, často velmi vtíravou a nevhodnou, tak dalším důležitým požadavkem je předat informace nenásilnou formou a pokud možno i jednoduchou cestou. Časem převzal plnou kontrolu nad eBetonem Svaz výrobců betonu ČR a to znamenalo, že se nápad dočká konkrétní realizace. Následovalo výběrové řízení a samotná výroba. Projekt můžete od začátku ledna tohoto roku nalézt na adrese www.ebeton.cz. Celý web je rozdělen do několika

programově nezávislých, ale datově propojených modulů. Hlavní strana (obr. 1) slouží jako rozcestník a zároveň se nacházíte v části webu nazvané Stavby. V této části můžete po kliknutí na příslušnou stavbu (obytný dům, kancelářská budova, most, silnice, přehrada) zjistit, kde a který druh betonu se nejčastěji používá (obr. 2), včetně krátkého popisu vlastností určitého betonu. Pokud si přímo vyberete, dostanete specifikaci konkrétního betonu, kterou si můžete přenést do vyhledávání. Vyhledávání betonáren (obr. 3) je dalším modulem. Slouží k nalezení pro-


❚

3/2010

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

Tab. 1 Uživatelé internetu v ČR používající internet každý/skoro každý den ❚ Tab. Internet users in the Czech Republic using the Internet every or almost every day

rok %

2005 30

2006 41

2007 49

2008 58

2009 60

Obr. 1 Graficky pojatá hlavní strana ❚ Fig. 1 Graphically-designed homepage Obr. 2 Výběr detailů u obytného domu ukazuje, kde všude se dá beton použít ❚ Fig. 2 Selection of details of a residential house shows where concrete can be used Obr. 3 Výsledek dotazu ve vyhledávání betonáren ❚ Fig. 3 Result of search of concrete mixing plants Obr. 4 Encyklopedie společně se slovníkem pojmů ❚ Fig. 4 Encyclopaedia together with a terminological vocabulary

2

4

vozoven členů Svazu výrobců betonu ČR. Místo, v jehož blízkosti chcete najít betonárnu, zadáte adresou do připraveného řádku, nebo rychlejší cestou kliknete myší do mapy. Mapa automaticky přiblíží místo vyhledávání a výsledek zobrazí přímo na mapových podkladech a zároveň přehledně seřadí. Dále už jste odkázáni na příslušné výrobce a jejich betonárny. Mapa je plně interaktivní, tzn. pohyb po mapě, zoom, změna podkladů a další funkce jsou přístupné. Po ruce máte komplexní databázi provozoven s jednoduchým ovládáním a přehledným výstupem 3/2010

❚

Další části webu jsou Encyklopedie, Historie a Slovník pojmů. Encyklopedie poskytuje informace o obecných tématech věnujících se betonu. Historie betonu má za úkol předkládat informace vztahující se k určitému datu. Slovník pojmů krátce definuje výrazy z betonářské oblasti a oborů s betonem příbuzných. Slovník je jednak přístupný v encyklopedickém abecedním pořadí, jednak se v jiných částech webu vyskytuje jako graficky rotující text se snadným přístupem. Tyto tři části tvoří navzájem propojenou strukturu (obr. 4). Poslední částí stránek je Specifikace


– aplikace určená spíše odborníkům, kterým umožní správné specifikování betonu. Automaticky vypíše, či se dotáže na doplnění požadavků pro vámi vybraná data a nenechá vás zadat nesmyslné, protichůdné požadavky. Výsledkem je přesná specifikace podle normy, s níž lze vstoupit do vyhledávání betonáren a nalézt provozovnu, která vám příslušný produkt vyrobí. Dále celý web obsahuje na stále stejném místě vyhledávání, jež umožňuje nalézt příslušný výraz ve všech jeho částech. Grafické ztvárnění projektu vzbuzuje lehce technický dojem a napomáhá snadnému a srozumitelnému pochopení funkčnosti, vede uživatele doslova za ruku. Záměrem bylo spustit eBeton bez velkých kampaní, které mívají zpravidla krátkodobý efekt. Vytvořit platformu, jež se bude v čase rozšiřovat a postupně si získávat příznivce a návštěvníky. Rozšiřování se týká zejména částí encyklopedie, historie a pojmů, které jsou snadno upravovatelné a kde je možné obsah v podstatě neomezeně přidávat. Proto pokud máte zájem podílet se svými znalostmi na tomto projektu, spolupráce je vítána. Milan Senko Svaz výrobců betonu ČR Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 tel.: 246 030 153 e-mail: [email protected]

Literatura: [1] Český statistický úřad – Informační společnost v číslech 2010, e-9705-10

79

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR

BETONÁRSKE DNI 2010 mezinárodní konference Termín a místo konání: 21. a 22. října 2010, Bratislava Kontakt: e-mail: [email protected], www.svf.stuba.sk

STAVBY Z BETONU NA DÁLNICI D8 Seminář Termín a místo konání: 7. září 2010, Litoměřice Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbsbeton.eu DESIGN OF CONCRETE STRUCTURES USING EN 1992-1-1 1. mezinárodní workshop Termín a místo konání: 16. a 17. září 2010, Praha • Background of EN 1992-1-1 • Main features in National Annex • Experiences with National Annex • Experiences with practical design • Tables, charts and aids for design of concrete structures • Proposals of major changes for the next revision of standard Kontakt: e-mail: [email protected], http://concrete.fsv.cvut.cz/dcs2010/ BETONOVÉ KONSTRUKCE PRO OBDOBÍ NOVÝCH VÝZEV 6. středoevropský kongres CCC Termín a místo konání: 30. září a 1. října 2010, Mariánské Lázně • New projects in Central European infrastructure network • Concrete structures exemplarily integrated into environment • Innovative concrete structures for the challenging times • Inspiring road and railway bridges and tunnels • Advanced concrete structures for power and water related industries • Worthwhile impulses from outside the Central European region Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.ccc2010.eu ZKOUŠENÍ A JAKOST VE STAVEBNICTVÍ 2010 6. konference Termín a místo konání: 5. a 6. října 2010, Brno • Zkoušení betonových konstrukcí • Zkoušení kovových konstrukcí • Přístrojová technika • Zkoušení dalších stavebních hmot, dílců a konstrukcí • Zkoušení v geotechnice • Normalizace a certifikace ve stavebnictví, řízení jakosti a kvality Kontakt: www.zkouseniajakost.cz BETONÁŘSKÉ DNY 2010 17. mezinárodní konference Termín a místo konání: 23. a 24. listopadu 2010, Hradec Králové Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbsbeton.eu CONCRETE ENGINEERING FOR EXCELLENCE AND EFFICIENCY fib sympozium Termín a místo konání: 8. až 10. června 2011, Praha • New Model Code – expected impacts and practice of use • Concrete and construction technology – transfer of experience • Modelling and design of outstanding and innovative structures • Structures integrated into environment in a balanced way • Combination of structural concrete with other materials Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.fib2011prague.eu ZAHRANIČNÍ KONFERENCE A SYMPOZIA LARGE STRUCTURES AND INFRASTRUCTURES FOR ENVIRONMENTALLY CONSTRAINED AND URBANISED AREAS 34. IABSE sympozium Termín a místo konání: 22. až 24. září 2010, Benátky, Itálie • Basis of Design • Infrastructure Hazard and Safety Concepts • Management and Planning of Operation and Maintenance • Infrastructure Design as a Meeting Point for Architecture and Engineering • Ethics and Social Responsibility Kontakt: e-mail: [email protected], www.iabse.org/venice2010 80

COMPOSITES: CHARACTERIZATION, FABRICATION AND APLICATION (CCFA-2) 2. mezinárodní konference Termín a místo konání: 27. až 30. prosince 2010, Kish Island, Írán • Materials Characteristic • Fabrication • Application • Analysis and Safety Kontakt: e-mail: [email protected], http://ccfa.iust.ac.ir/ HIGH PERFORMANCE CONCRETE 9. fib symposium Termín a místo konání: 7. až 11. srpna 2011, Christchurch, Nový Zéland • Concrete durability • Self-compacting concrete • Fibre reinforced concrete • Seismic design and construction • Concrete Sustainability Kontakt: www.hpc-2011.com/nz TALLER, LONGER, LIGHTER IABSE-IASS symposium Termín a místo konání: 20. až 23. září 2011, Londýn • Concepts and planning, Design and construction • Analysis and methods • Materials and durability • Saving energy and extending life • Operation and maintenance, Instrumentation and monitoring Kontakt: e-mail: [email protected], http://www.iabse-iass-2011.com/

PRVNÍ ROČNÍK SEMINÁŘŮ BETON UNIVERSITY POKRAČUJE Českomoravský beton, a. s., člen HeidelbergCement Group, spolu se svými dceřinými společnostmi vás zve na první ročník seminářů Beton University, které jsou zařazeny do akreditovaného vzdělávacího programu v projektu celoživotního vzdělávání ČKAIT (hodnoceno 1 bodem). Pod vedením předních odborníků se seznámíte s novinkami v oboru a načerpáte další cenné informace. Budou pro vás připravena zajímavá témata z oblastí věnovaných normativní základně pro betony, vláknobetonům, lehce hutnitelným a samozhutnitelným betonům a dalším produktům vyráběným na betonárnách. Nebude se jednat o pouhé seznámení s technickým řešením a postupy při výstavbě, ale o ucelené informace vedoucí ke spojení a správnému využití požadavků na konstrukce z pohledu jednotlivých specializací. Součástí seminářů budou také praktické poznatky a použití na stavbách. Účast na seminářích je zdarma. Na jednotlivých seminářích je omezená kapacita míst, prosím registrujte se včas! Termíny seminářů Beton University pro II. pololetí 2010: 23. 9. 2010 Brno, FAST VUT Brno, Veveří 331/95 14. 10. 2010 Plzeň, Hotel Purkmistr, Selská náves 21/2 4. 11. 2010 Pardubice, Hotel Labe, Masarykovo nám. 2633 Úplný program, registrační formulář a další důležité informace naleznete na www.betonuniversity.cz Kontakt: Ing. Jan Veselý, tel. 724 354 459


❚

3/2010

CMB_BetonUnivers180x127,5-TSK.indd 1

VÝZVA K ZASLÁNÍ ANOTACE ODBORNÉHO PŘÍSPĚVKU PŘEDBĚŽNÁ POZVÁNKA

Česká betonářská společnost ČSSI www.cbsbeton.eu a ČBS Servis, s. r. o. www.cbsservis.eu 0!

CE 201

ERVEN

Í: 15. Č

NOTAC

RKA A UZÁVĚ

17. BETONÁŘSKÉ DNY

31.5.10 17:18

17. Betonářské dny (BD 2010) přinesou opět bohatý program odborných přednášek, sekci posterů i oblíbené Betonářské kino. Před závěrem roku 2010 nabídnou i bohatý společenský program, tradiční dva společenské večery, tematickou výstavu, dostatek prostoru pro odborné diskuze a příjemné zázemí pro obchodní jednání i přátelská setkání. Česká betonářská společnost ČSSI jako pořadatel a ČBS Servis, s. r. o., jako organizátor konference se budou snažit, aby se očekávaných 600 účastníků 17. Betonářských dnů v Hradci Králové opět cítilo dobře. Betonářské dny jsou tradičně výroční, průřezovou a bilanční konferenční akcí, která si klade v odborné rovině za cíl seznámit účastníky s nejvýznačnějšími betonovými konstrukcemi uplynulého roku v České republice i v zahraničí a s nejdůležitějšími novinkami v oblasti navrhování i provádění betonových konstrukcí. V programu bude opět několik přednášek význačných zahraničních odborníků, které budou věnovány zahraničním stavbám z betonu a aktuálním trendům současného betonového stavebnictví. Velký prostor bude věnován již tradičně odborným diskuzím. Většina přednášek bude opět tlumočena z/do angličtiny.

TEMATICKÉ OKRUHY

A B C D E F G H

Konference s mezinárodní účastí

17. BETONÁŘSKÉ DNY 2010 spojené s výstavou BETON 2010

Vyzvané přednášky Výzkum, technologie výstavby a materiálů Koncepce, modelování a navrhování konstrukcí z betonu Beton v kombinaci s jinými materiály Významné realizace – dopravní stavby Významné realizace – budovy Významné realizace – výroba energie a vodohospodářské stavby Sekce filmů pro Betonářské kino 2010

VĚDECKÝ VÝBOR Ing. Milan KALNÝ, předseda Doc. Ing. Jiří DOHNÁLEK, CSc., Doc. Ing. Rudolf HELA, CSc., Ing. Michal MIKŠOVSKÝ, Prof. RNDr. Ing. Petr ŠTĚPÁNEK, CSc., Ing. Vlastimil ŠRŮMA, CSc., MBA, Ing. Jaroslav VÁCHA, Prof. Ing. Jan L. VÍTEK, CSc.

PŘIHLÁŠKA ODBORNÉHO PŘÍSPĚVKU Vědecký výbor konference vyzývá k zaslání anotace odborného příspěvku na 17. Betonářské dny. Téma anotace by mělo korespondovat s vypsanými tematickými okruhy. Příspěvky by měly být dosud nepublikované, autorsky původní a obsahově co nejpřínosnější. Přihlášení příspěvku a zaslání textu anotace realizujte prosím do 15. července 2010, a to VÝHRADNĚ ONLINE prostřednictvím webové stránky www.cbsbeton.eu. Pro ty hodnotné příspěvky, které vědecký výbor z důvodů omezeného času nebude schopen umístit do programu přednášek, bude organizována sekce posterů. Všechny články k příspěvkům, které vědecký výbor vybere k ústnímu přednesení, a všechny články k realizovaným posterům budou publikovány v plném rozsahu ve sborníku konference.

23. a 24. listopadu 2010 Hradec Králové, Kongresové centrum ALDIS

KONTAKTNÍ SPOJENÍ A DALŠÍ INFORMACE ČBS Servis, s. r. o. Sekretariát BD 2010, Samcova 1, 110 00 Praha 1 ☎ +420 222 316 173, +420 222 316 195 +420 222 311 261 [email protected] URL www.cbsbeton.eu

9åHFKQ\VWDYE\VSRMXMHMHGQR &HPHQW

S VA Z V Ý R O B C Ů C E M E N T U Č R S VA Z V Ý R O B C Ů B E T O N U Č R

ČESKÁ BETONÁŘSKÁ SPOLEČNOST ČSSI ýHVNRPRUDYVNêFHPHQWDV SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ /DIDUJH&HPHQWDV +ROFLPýHVNR DV &HPHQW+UDQLFHDV

ZZZVYFHPHQWF]

2010 SANACE A REKONSTRUKCE

Recommend Documents