2011 SANACE A REKONSTRUKCE

3/2011

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

10 /

REKONSTRUKCE MOSTU PŘES OHŘI U ZÁLUŽIC

40 /

REKONSTRUKCE ZÁRUBNÍ ZDI NA DÁLNICI D11 PRAHA–PODĚBRADY

PROMĚNA SÝPKY V CHRÁM REKLAMY A UMĚNÍ 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

HALA STOLETÍ V POLSKÉ WROCLAWI – SANACE SVĚTOVÉHO KULTURNÍHO DĚDICTVÍ

49/

/ 16

CEMENTOVÝ POTĚR JAKO NÁŠLAPNÁ VRSTVA S PO HLEDOVOU ÚPRAVOU

3/

BETONOVÉ KONSTRUKCE NÁDRŽÍ

VÝROBKY A SYSTÉMY NA OCHRANU A OPRAVU BETÓNOVÝCH KONŠTRUKCIÍ

84 /

/ 24

ARCHITEKTONICKÁ SOUTĚŽ MĚSTA BEZ SMOGU

/ 52

❚

OBSAH

CONTENT

Ú V O DNÍ K Jan Tomek

/2

TÉMA

ROČNÍK: jedenáctý ČÍSLO: 3/2011 (vyšlo dne 14. 6. 2011) VYCHÁZÍ DVOUMĚSÍČNĚ

BETONOVÉ KONSTRUKCE NÁDRŽÍ – POŽADAVKY NA STAVBY, PŮSOBÍCÍ VLIVY PROSTŘEDÍ A DOPADY NA NÁVRH STAVEB A NA PROVÁDĚNÍ SANACÍ

Richard Schejbal

VYDÁVÁ BETON TKS, S. R. O., PRO: Svaz výrobců cementu ČR Svaz výrobců betonu ČR Českou betonářskou společnost ČSSI Sdružení pro sanace betonových konstrukcí

/3

S AN A CE A R E KO N S T R U K C E

VYDAVATELSTVÍ ŘÍDÍ: Ing. Michal Števula, Ph.D. ŠÉFREDAKTORKA: Ing. Jana Margoldová, CSc. PRODUKCE: Ing. Lucie Šimečková

REKONSTRUKCE MOSTU PŘES OHŘI U ZÁLUŽIC

Libor Marek, Matěj Mikšovský, Jan Havanič / 10 HALA STOLETÍ V POLSKÉ WROCLAWI – SANACE SVĚTOVÉHO KULTURNÍHO DĚDICTVÍ

Hannes Sebastian Huber, Maciej Mikołajonek, / 16 Patryk Filipczak PROMĚNA SÝPKY V CHRÁM REKLAMY A UMĚNÍ

František Chrástek, Markéta Švehlíková, David Prudík

/ 24

POHLEDOVÉ BETONY A MOŽNOSTI JEJICH SANACE

Jiří Dohnálek, Milan Jurák

/ 30

REKONSTRUKCE TRAMVAJOVÉ TRATI NÁRODNÍ-SPÁLENÁ V PRAZE

Michal Vojtíšek

/ 36

REKONSTRUKCE ZÁRUBNÍ ZDI NA DÁLNICI D11 PRAHA–PODĚBRADY

Václav Polák, Pavel Žižka

/ 49

N ORM Y • J A KO ST • C E RT I F I K A C E

NOVÝ ZPŮSOB STANOVENÍ MRAZUVZDORNOSTI BETONU S VYUŽITÍM METOD PRO SLEDOVÁNÍ PORUCH STRUKTURY / 56

/ 62

ROZVOJ POUŽITÍ GEORADARU PŘI DIAGNOSTICE ŽELEZOBETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

❚

/ 80

/ 66

GRAFICKÝ NÁVRH: 3P, spol. s r. o. Radlická 50, 150 00 Praha 5 ILUSTRACE NA TÉTO STRANĚ: Mgr. A. Marcel Turic SAZBA: 3P, spol. s r. o. Radlická 50, 150 00 Praha 5

/ 35

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

POZNÁMKY NEJEN K ČLÁNKU „BETONY NA BÁZI ALUMOSILIKÁTOVÝCH POLYMERŮ“ Michal Števula / 43

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

A K T U A L I TY

REDAKCE, OBJEDNÁVKY PŘEDPLATNÉHO A INZERCE: tel.: 224 812 906, 604 237 681, 602 839 429 e-mail: [email protected] [email protected]

21. SYMPOZIUM SANACE 2011

/ 29

Kateřina Koudelková, Ondřej Matějka

/ 84

REŠERŠE ZE ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ

/ 87

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA

/88

F IR E MN Í PR E Z E N TAC E

REKONSTRUKCE ZÁBRADLÍ LODŽIÍ PANELOVÝCH DOMŮ T08B

3/2011

JUNIORSTAV 2011

/ 52

VĚD A A VÝZ KUM

Jakub Štainbruch, Ondřej Anton, Tomáš Kordina

/ 72

ARCHITEKTONICKÁ SOUTĚŽ MĚSTA BEZ SMOGU

VÝROBKY A SYSTÉMY NA OCHRANU A OPRAVU BETÓNOVÝCH KONŠTRUKCIÍ

Iva Broukalová, Pavel Košatka

Ivan Janotka, Ľudovít Krajči, Antonín Špaček

Vladimír Veselý

CEMENTOVÝ POTĚR JAKO NÁŠLAPNÁ VRSTVA S POHLEDOVOU ÚPRAVOU

Petr Cikrle, Ondřej Pospíchal

KARBONATÁCIA BETÓNU ŽELEZOBETÓNOVÝCH KONŠTRUKCIÍ – ČASŤ I: ZÁKLADNÉ POZNATKY

REAKCE NA ČLÁNEK „VLHKOMĚRY PRO MĚŘENÍ VLHKOSTI BETONU“

/ 46

Juraj Bilčík, Róbert Köppl

/ 71

R E A K CE A PŘ I POMÍ N KY Č TE N ÁŘ Ů

SHORA DOLŮ ... A NAHORU

Robert Coufal

Radomír Pukl

/ 40

MATE R I Á LY A T E CH N O L OG I E

Berislav Medič

ING. VLADIMÍR ČERVENKA OSLAVÍ SEDMDESÁTINY

REDAKČNÍ RADA: Doc. Ing. Vladimír Benko, PhD., Doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc., Ing. Jan Gemrich, Prof. Ing. Petr 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.

MC-Bauchemie /9 TBG Pražské malty / 15 Betosan / 23 Ing. Software Dlubal / 29 MC-Bauchemie / 44 Podlahy 2011 / 48 Fibre Concrete 2011 / 79 Redrock Construction / 83 Saint-Gobain Weber Terranova / 87 Beton University / 3. strana obálky Eurovia CS / 3. strana obálky SVB ČR / 4. strana obálky

technologie • konstrukce • sanace • BETON

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) 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: Pohled do interiéru rekonstruované sýpky v Uherském Brodě (více v čl. str. 24 až 29), foto: archiv společnosti Q studio, s. r. o. BETON TKS je přímým nástupcem časopisů Beton a zdivo a Sanace.

1

ÚVODNÍK

❚

EDITORIAL

VÁŽENÍ ČTENÁŘI ODBORNÉHO ČASOPISU BETON TKS, dovolte mi malé zamyšlení zaměřené do oblasti „sanace mostních objektů“. Mosty slouží lidstvu od pradávna jako objekty prvořadého hospodářského i strategického významu. Vždy byly považovány za vrcholná díla pro svoji jedinečnou funkci, potřebnost, pro obtížné stavební postupy, realizované rozměry, přenášená zatížení a to při vynaložení velkých finančních prostředků. V současné době dochází k opětnému rozvoji výstavby dopravních sítí. S tím je úzce spjato vybudování množství nových mostních objektů. Vzhledem k intenzitám zatížení, dynamickým účinkům a také vystavení nepříznivým klimatickým podmínkám je bezpodmínečně nutné mostní objekty neustále udržovat a kontrolovat. Při prohlídkách mostů se především stanoví stavebnětechnický stav, nezbytná následná opatření a předepíše se technický režim pro další údržbu. Většina zjištěných závad se projevuje na povrchu konstrukcí, a tím signalizuje příslušnou vadu nebo poškození. Proto nejběžnějším způsobem zjišťování technického stavu jsou metody vizuální, jako jsou prohlídky, povrchová měření, kontrola geometrického tvaru a fotodokumentace závad. Pod pojmem udržování tedy rozumíme celkové finanční náklady mzdových a věcných fondů vynaložených na prohlídky, dozor, zkoušení, opravy a obnovu, které se musí použít tak, aby stavební dílo od svého uvedení do provozu bylo udržováno v provozuschopném a stabilním stavu. Zkušenosti a poznatky z prohlídek nám však říkají, že životnost a bezpečnost mostů je přímo závislá na pravidelné, pečlivé údržbě a včasné opravě. Bezpečnost konstrukce záleží na mnoha různých vlivech, které často nelze ani bezproblémově matematicky zachytit. Jako základní příčiny lze uvést: • nevhodné konstrukční koncepce, matematický model, • vlastní vady stavebních hmot a materiálů, • chyby v odhadu a povaze zatížení, • vady ve vlastním provádění na stavbě, • poruchy vzniklé při provozu a udržování. Důkladný rozbor a dokonalé poznání charakteru poruchy, závady a příčiny vzniku stanoví také vhodný způsob zabezpečení mostní konstrukce. Některé poruchy svým vzhledem přímo určují příčinu a dobu vzniku, jindy lze jen velmi obtížně posoudit, zda se jedná o poruchu starší nebo vzniklou nedávno, zda se stav poruchy ještě mění, popřípadě jak rychle. Z těchto důvodů je třeba porušenou konstrukci po určitou dobu sledovat, a to z hlediska vzniku a rozvoje trhlin, deformací, posuvů a sedání. Časté jsou poruchy vyvolané nedostatečnou kázní při výstavbě, nevhodný postup betonáže a ošetřování čerstvé směsi, nesprávné výškové uložení výztuže, nedostatečné krytí apod. U předpjatých konstrukcí závadovou oblastí bývá kotvení a napínání výztuže, při betonážích dochází k deformaci kanálků i k nedostatečnému zainjektování. Nebezpečná je také koroze předpínací výztuže, která se vyskytuje již před uložením a předpínáním. K porušení prefabrikovaných prvků dochází často při manipulaci. 2

Počet mostních objektů, které jsou v neuspokojivém stavu, však přibývá rychleji, než lze obnovit a přestavět. Jednou z příčin neuspokojivého stavu je mimo nedostatek finančních prostředků také nedostatek kvalifikovaných pracovníků a specializovaných firem s odpovídajícím vybavením a zkušenostmi s novými progresivními způsoby oprav. Důležitým podkladem pro stanovení postupu opravy mostu je podrobný průzkum, který se provádí v rámci pravidelných a systematických prohlídek. Je třeba si uvědomit, že důkladný odborný rozbor stavu konstrukce je složitým komplexem velmi náročných prací, které vyžadují znalost řešení specifických problémů v řadě oborů. Způsob opravy mostu je závislý na charakteru poruchy. Účinná a trvanlivá oprava musí řešit odstranění příčiny poruchy. V řadě případů ale není možné příčiny odstranit. Potom se jedná o sanaci s omezenou dobou trvanlivosti. Volba vhodné sanační metody je ovlivňována řadou podmínek: • stavem (stupněm poškození) a typem konstrukce, • požadavkem opravy za provozu nebo za časového omezení, • provozními možnostmi, • druhem materiálu použitého k opravě, • pracností a ekonomickými ukazateli, • provozním zatížením mostu, • architektonickými požadavky, • technickou vybaveností prováděcí složky. Použití vhodné sanační technologie předpokládá prodloužení životnosti o dalších 15 až 25 let, podle charakteru objektu. Sanační metody mají za cíl obnovit původní stav a funkce objektu, a to odstraněním příčin a následků poruch, nebo mají za úkol zvýšit únosnost, případně zlepšit prostorovou úpravu na mostě. Sanační metody můžeme rozdělit podle principu na mechanické, chemické, elektrochemické, podle hlavních účinků na metody ochranné, zpevňující, zesilující, podle funkce na preventivní, dočasné, obnovující, podle vlivu na provoz realizované za plného provozu, za omezeného provozu a za vyloučeného provozu. Určit správnou příčinu poruch stavebních objektů je nejdůležitější a převážně i nejobtížnější úkol zabezpečující zdárnou sanaci nebo rekonstrukci. Nepříznivý vývoj stavu silniční sítě i mostních objektů a značný nárůst silniční dopravy vyžaduje jistou změnu v dělbě prostředků v rámci silničního hospodářství. Je zřejmé nutné posílení prostředků na údržbu a opravy stávající silniční sítě. Při řešení uvedených problémů je třeba si uvědomit, že finanční náklady i vynaložená pracnost na řádnou údržbu jsou jen zlomkem hodnot, které je nutno vynaložit na nákladné a pracné rekonstrukční práce u mostů vážně poškozených vlivem špatné či dokonce žádné údržby. Z toho vyplývá, že řádná a pravidelná údržba mostních konstrukcí je vysoce efektivním a racionalizačním prvkem celkové bilanční hodnoty vybudovaného díla. Přáním všech mostařů je tedy předcházet poruchám a závadám, a tak zachovat dalším generacím vyhovující a stavebně dobrý mostní fond ČR. Doc. Ing. Jan Tomek, CSc. Předseda Vědeckého výboru sympozia Sanace 2011

BETON • technologie • konstrukce • sanace

❚

3/2011

TÉMA

❚

TOPIC

BETONOVÉ KONSTRUKCE NÁDRŽÍ – POŽADAVKY NA STAVBY, PŮSOBÍCÍ VLIVY PROSTŘEDÍ A DOPADY NA NÁVRH STAVEB A NA PROVÁDĚNÍ SANACÍ ❚ CONCRETE STRUCTURES OF RESERVOIRS – DEMANDS ON THE STRUCTURES, ENVIRONMENTAL EFFECTS AND IMPACTS ON THE DESIGN AND TECHNOLOGY OF RECONSTRUCTIONS Richard Schejbal Příspěvek popisuje některé speciální problémy navrhování a realizace betonových nádrží ve vodním hospodářství. Vychází z osobních zkušeností za více než dvacet pět let projektové činnosti včetně výkonu autorského dozoru, a to nejen na stavbách nových, ale zejména v posledních letech na rekonstrukcích. Reflektuje i účast na přebírání a tvorbě norem, jednak v oblasti betonových konstrukcí, jednak ve vodním hospodářství obecněji. Zvolené téma není určeno jen pro projektanty – konstruktéry a statiky v oblasti betonových konstrukcí, ale mělo by oslovit i zhotovitele staveb, investory i specialisty a hlavní inženýry vodního hospodářství. Při stále se zužující specializaci jistě nelze očekávat hlubší vhled vodohospodářů do problematiky řady jiných stavebních podoborů, jsem ale pevně přesvědčen, že existuje oblast, kde by měli mít znalosti přesahující to málo, co jim dokázalo dát formální vzdělání. Tou oblastí jsou právě betonové konstrukce ve vodohospodářských aplikacích.

❚ This paper describes

some special problems of the design and construction of concrete reservoirs in water engineering. It ensues from personal experience gained over more than 25 years of designing, including supervision of new constructions as well as reconstructions, particularly in recent years. It also reflects on participation in accepting and production of standards for concrete structures and water engineering more generally. The chosen topic is not aimed only at designers – technical designers and structural engineers working in the field of concrete structures. It should also address contractors, investors, specialists and chief engineers of water management. Viewing the narrowing specialization, deeper insight of water managers into a number of other civil engineering subdisciplines cannot be expected. However, the author is convinced that there is an area in which their knowledge should exceed what formal training succeeded to provide them.

POUŽITÍ BETONU VE VODNÍM HOSPODÁŘSTVÍ

Základním a rozhodujícím materiálem vodohospodářských staveb byl, je a nadále bude beton. V tomto textu se soustředíme na betonové nádrže, které jsou ovšem jen dílčím segmentem staveb vodního hospodářství. Dosud se v praxi prakticky jen výjimečně setkáváme se situací, při níž by některý z účastníků výstavby formuloval nějaké speciální požadavky kladené na betonové konstrukce nádrží. Dříve se obvykle za zcela dostačující považovala ustanovení platných objektových norem, např. Vodojemy (ČSN 73 6650) nebo Zkoušky vodotěsnosti vodárenských a kanalizačních nádrží (ČSN 75 0905), případně řady starších typizačních prací, které obsahovaly souhrn v té době známých a praxí ověřených postupů pro navrhování i realizaci. Vodohospodářské řešení určilo nanejvýš základní objemové a výškové požadavky, podrobnosti stavebního a tedy i konstrukčního řešení dořešil tým projektantů stavební části projektu. Tato situace byla zcela běžná až do zhruba poloviny 90. let. Poté, samozřejmě v souvislosti se změnami celé společnosti, došlo postupně ke změnám i v této oblasti. Ty3/2011

❚

pizační práce se již řadu let neaktualizují (není, kdo by tuto práci zaplatil), technické normy řada lidí začala mylně považovat za nedůležité, protože z dikce zákona náhle „nezávazné“, dominantní dodavatelé zanikli nebo se transformovali (např. Vodní stavby). Současně došlo k významnému útlumu investiční činnosti ve vodárenství, jistě i v souvislosti s poklesem spotřeby vody. Od počátku další dekády začaly být postupně zaváděny nové evropské standardy jak pro spolehlivost konstrukcí (tzv. Eurokódy), tak pro funkční a stavební řešení mnoha různých objektů. Přes všechny tyto změny se zdá, že řada z nás stále žije v těch 80. a 90. letech, alespoň co se technického řešení staveb týká. Ale reálná situace je dnes zcela jiná, má své klady, např.: • Úroveň poznání, a to i v oblasti betonových konstrukcí a jejich chování, významně postoupila. Do praxe byly zavedeny postupy navrhování zohledňující chování betonových konstrukcí v čase, byly teoreticky popsány a v normách zohledněny požadavky souvisící s působením různých druhů prostředí, s korozními účinky, s vlivem objemových změn atd. • Projektanti a investoři nejsou omezováni diktátem monopolních dodavatelů. Nic nenutí k místy nesmyslné prefabrikaci, neexistují materiálové limity. • Na rozdíl od minulosti jsou běžně dostupné i vyšší pevnostní třídy betonu a zejména betony se speciálními vlastnostmi. • Rozšiřují se technologie výroby a zpracování betonu, které umožňují dosažení dříve nedostupných vlastností. Jde např. o beton s rozptýlenou výztuží, betony samozhutnitelné (SCC), nové typy bednění, hutnění, úpravy povrchu atd. • Nové evropské normy (viz výše) jasně definují řadu požadavků na betonové konstrukce, jejichž splnění zajišťuje nejen statickou spolehlivost ale i požadovanou životnost díla. • Projektanti staveb mají k dispozici nástroje dokonalého modelování (jak v oblasti spolehlivosti – MKP apod., tak pro výkresové stavební řešení – 3D CAD). Jsou k dispozici rozsáhlé databáze řešení řady jednotlivých detailů jednak v obecné rovině, jednak od výrobců různých materiálů a prvků. … ale i zápory: • Mnohem větší důraz je kladen na ekonomickou stránku nových investic nebo rekonstrukcí i provozování vodohospodářských děl. S tím obvykle souvisí i tlak na enormní zkracování lhůt výstavby. • Výrazně v průměru klesla odbornost a profesní zkušenost pracovníků na stavbách. Současně systém s dlouhou řadou podzhotovitelů vede ke snížení nebo úplné ztrátě zodpovědnosti za kvalitní provedení díla. • Došlo k tomu, co někteří odborníci nazývají revolucí ve výrobě cementu (jako rozhodujícího pojiva betonu) – při úsporách paliv nahrazují cementárny jejich podstatnou část mé-


3

TÉMA

❚

TOPIC

ně kvalitními (např. i odpadními surovinami), bohužel nesystémově. To má významný vliv na výsledné vlastnosti cementového slínku, např. na chování při objemových změnách, i na detaily chemického složení, které jsou pak proměnné v závislosti na výrobní šarži. (Na stejně působících, tvarovaných i vyztužených prvcích se při shodných podmínkách provádění i ošetřování projevují ve velmi různé intenzitě objemové změny ve formě vzniku trhlin.) • Požadavky na vlastnosti konstrukcí se v čase významně mění a prakticky ve všech oblastech zpřísňují, a to na základě národní i evropské legislativy. Zvlášť výrazný je tento nárůst v oblasti zdravotní nezávadnosti. • Stále nízká cena inženýrské práce (včetně té projektové) ve vztahu k celkovým investičním nákladům vede zákonitě k nižší kvalitě přípravy staveb. • Přetlak na straně nabídky projektů a realizace způsobený termínovaným závazkem výstavby čistíren odpadních vod a přílivem dotací z fondů EU vedl ve velké řadě případů k přípravě a provedení staveb (nejen) nádrží bez dostatečné profesionální úrovně, někdy podle zvyklostí starších než třicet let! • Značné problémy může způsobit nekritické využívání výpočetní techniky. Software, jako každé lidské dílo, obsahuje často chyby a bez důkladné interpretace vede v řadě případů k nesmyslným výsledkům, které lze odhalit jen s pomocí zkušeností a „inženýrského citu“. Jako příklad lze uvést lokální extrémy při výpočtech deskostěnových modelů MKP i od renomovaných výrobců SW. • A samozřejmě řada problémů plyne ze samotného přechodu z původních českých norem na nový systém Eurokódů a navazujících standardů. VÍME, CO OD BETONU CHCEME?

Základní požadavky na konstrukce jistě vyplývají z funkce stavby. U nádrží ve vodním hospodářství zejména určují využitelný objem, úroveň hladin, napojení na další objekty atd. U konstrukcí nesouvisících přímo s vodní linkou jsou požadavky obdobné jako u běžných pozemních staveb. Požadavky na stavební provedení vodohospodářských nádrží je možné rozdělit např. do těchto skupin: 1. požadavky plynoucí z charakteru stavby a souvisící s funkcí, tedy tvar, objem, výškové řešení, trubní vystrojení nádrží apod., 2. pro nádrže rozhodující vlastnost – vodotěsnost (nepropustnost), 3. požadavky ekonomické realizace i provozování, 4. stabilita stavby a statická spolehlivost celku i jednotlivých prvků, 5. zajištění požadované životnosti a odolnosti proti vlivům působícího prostředí, 6. hygienické požadavky, 7. požadavky na spolehlivé a snadné provozování – čištění, možnost oprav nebo rekonstrukce za provozu, omezení nároků na údržbu atd., 8. bezpečnost provozu, 9. další, výše neuvedené požadavky plynoucí z ekonomických, ekologických, architektonických a jiných aspektů výstavby. Z výše uvedených požadavků je ovšem přesně definována jen část. Jasné jsou – obvykle z principu věci – požadavky skupin 1. a 8. Normy pro spolehlivost stavebních konstrukcí vcelku jasně definují požadavky mezních stavů únosnosti i použitelnosti a tedy podmínky 4. skupiny. Přesto i zde 4

jsou nejasné body. U ostatních skupin je řada požadavků ovlivněna různou interpretací legislativních nebo normových ustanovení, individuální zkušeností projektanta, zvyklostmi provozovatele, místními zvyklostmi, individuálními podmínkami působení a dalšími vlivy. Konkrétními příklady nejasných požadavků mohou být: • Detailní požadavky na vodotěsnost. Jaký stupeň nepropustnosti volit pro nádrže uvnitř větších stavebních objektů? Jaké jsou stavebně-fyzikální souvislosti prosakující vlhkosti a prostředí v budovách, resp. jejich obvodových plášťů? • Místně i časově odlišné požadavky na odvodnění, příp. na čištění nádrží. Liší se pohledy různých provozovatelů na nutné spády podlah, systém úžlabí nebo žlábků a jejich hloubky atd. • Požadavky na rovinnost a hladkost povrchů nádrží. Podle jakého etalonu vůbec hodnotit hladkost, jak jednotlivé stupně ocenit (současné ceníky stavebních prací např. rozlišují hlazení betonu podlah dřevěným nebo ocelovým hladítkem bez další podrobnosti). Jak objektivizovat kriteria převzetí plochy? • Požadavky hygienické, resp. na styk materiálů s pitnou vodou jsou sice asi jasné legislativně, obtížnější je situace při návrhu a realizaci. Pro betonové konstrukce obecně nejsou k dispozici nástroje pro ověřování souladu s platnou vyhláškou in situ. Neexistují údaje výrobců cementů, což souvisí i s výše uvedeným rozptylem vlastností. Jak tedy požadavky specifikovat, na stavbě provést a poté ověřit? Jaká jsou kritéria tvarové vhodnosti z hlediska omezení růstu mikroorganismů na vnitřním líci nádrží? • Všeobecné požadavky na životnost, trvanlivost a odolnost proti vlivům prostředí. Jen výjimečně se v praxi setkáme s číselně jasně vyjádřeným požadavkem na životnost. Soustava Eurokódů přitom uvádí např. vztah mezi plánovanou životností a tzv. indikativní třídou betonové konstrukce, z čehož plynou různé požadavky na detaily řešení – pevnost, krycí vrstvu apod. Často je zřejmé, že stavební řešení současně splní některé požadavky z různých skupin (např. dostatečná „hladkost“ návodních povrchů vodojemu bude vyhovovat požadavkům provozním – snadné čištění – i hygienickým), v jiných případech si ale budou navzájem odporovat (opět např. „hladkost“ dna a tedy kluzkost bude snižovat bezpečnost při čištění za provozu). Úkolem správného návrhu a provedení novostavby nebo rekonstrukce je splnění všech relevantních požadavků. Na otázku v názvu této kapitoly musíme, bohužel, odpovědět: Obvykle nevíme, pokud ano, tak ne přesně. Z V L Á Š T N Í P O Ž A D AV K Y V E V O D N Í M HOSPODÁŘSTVÍ

Hygienické požadavky Hygienické požadavky kladené na betonové konstrukce ve styku s pitnou, resp. upravovanou vodou: • Nejen hmoty v přímém styku s pitnou vodou musí vyhovět požadavkům Vyhlášky 409/2005 Sb. [5]. Požadavek se přeneseně týká i např. prvků nad nádržemi, kde může docházet k odkapu kondenzátu. • Ve vodárenství se při zpřísňování hygienických požadavků bude prokazovat vhodnost samotného betonu pro styk s pitnou vodou. Problémem pro zhotovitele pak bude doložit požadovanou vhodnost. Upozorňuje se na fakt, že již byla zavedena evropská norma hodnotící vliv průmyslově vyráběných cementových výrobků na vodu určenou k lidské


❚

3/2011

TÉMA

❚

TOPIC

1 3a 3b

2

spotřebě [3]. Už před více než dvaceti lety bylo v původní ČSN 73 1209 ustanovení o hygienické vhodnosti cementu v betonu ve vodárenských nádržích! • U materiálů pro sanace betonových konstrukcí platí stejné zásady, projekt přitom musí jasně specifikovat technické a hygienické požadavky na materiály a postupy. • Vrstvy, které budou překryty jinými tenkovrstvými úpravami při sanacích, by nutně nemusely přísná kritéria splňovat, rozhodující bude vhodnost povrchové úpravy a její schopnost zabránit vyluhování z překrytých vrstev. • Zásadně je nutné vyhýbat se hmotám umožňujícím nebo dokonce podporujícím vznik mikroorganických znečištění, jako jsou např. akrylátové nátěry nebo tmely apod. (vžívá se pojem „minerální hmoty bez organických příměsí“). Požadavky mezních stavů použitelnosti Požadavky mezních stavů použitelnosti jsou obsaženy v dnes již plně zavedených a od dubna 2010 jedině platných částech Eurokódů – viz [1] a [8]. Rozhodující pozornost je nutné věnovat omezení šířky trhlin – upozorňuje se na Národní přílohu [9] s upřesněním limitních hodnot. Dlouhodobá zkušenost ukazuje, že významný vliv na celkovou spolehlivost a porušení trhlinami má chování mladého betonu při omezení vynucených přetvoření od objemových změn, tedy zákonitý vznik trhlin v důsledku vývoje hydratačního tepla a smršťování – charakteristický průběh ilustruje obr. 1. Šířka trhlin jak od těchto účinků, tak od běžného zatížení je významným faktorem ovlivňujícím vodotěsnost, odolnost proti účinkům prostředí, potažmo životnost konstrukce. Obr. 2 ukazuje vztah šířky trhliny a průběhu vyluhování při průsaku vody, obr. 3 pak vliv šířky trhlin na proces kolmatace – samoutěsnění. 3/2011

❚

Obr. 1 Charakteristické trhliny jako důsledek omezení vynuceného přetvoření (nezasypaný vodojem při zkoušce vodotěsnosti, trhliny před kolmatací) ❚ Fig. 1 Typical cracks as a result of limiting forced deformation (unburied tank during the test of watertightness, cracks before colmatage) Obr. 2 Průběh vylouhování Ca (OH)2 z trhlin v betonu (g/10 mm délky trhliny) [11] ❚ Fig. 2 Process percolation of Ca (OH)2 from cracks in concrete (g/10 mm of the length of the crack) [11] Obr. 3 a) Výpočtové křivky samoutěsnění, b) vliv kolmatace trhlin na pokles počátečního průsaku [11) ❚ Fig. 3 a) Calculated curves of choking, b) the effect on the drop of the initial leakage [11]

Požadavky odolnosti proti specifickým účinkům prostředí v čistírenství Především v oblasti nádrží čistíren odpadních vod je definování podmínek působení obtížné vzhledem k různorodosti složení odpadních vod, a to jak pro různost kombinací komunálních a průmyslových odpadů, tak pro změny v průběhu čistícího procesu. Průměrný obsah některých agresivních iontů a dalších látek v komunální odpadní vodě uvádí např. ČSN 75 6101, nejde ale o seznam vyčerpávající. Za podstatné je třeba považovat i vliv směsi agresivních plynů nad hladinami v uzavřených nádržích čistíren, vyluhovací agresivitu a účinky kondenzované (tedy destilované, hladové) vody na povrchu zastropení nádrží, vliv provzdušňování, dávkování některých dalších sloučenin dávkovaných do odpadní vody (např. síranů), a zejména působení mrazu na prvky nad hladinou a v oblasti jejího kolísání, jak u otevřených, tak u zakrytých nádrží (obr. 4).


5

TÉMA

❚

TOPIC

Požadavky na odolnost proti specifickým vlivům prostředí ve vodárenství Rozhodující vliv má vysoká vlhkost, resp. přímý styk s vodou. Průvodními jevy jsou vyluhování (jev v německy mluvících zemích známý jako „hydrolytická koroze“) – viz obr. 5, koroze probíhající i bez přítomnosti kyslíku (způsobená vysokým obsahem chlóru po nadávkování), působení dalších dávkovaných prvků nebo sloučenin (ozón, sírany), zvýšené riziko koroze výztuže nad hladinou a zejména v oblasti kolísání hladiny. Pro připomenutí trocha chemie. Cementový slínek (portlandských cementů) je tvořen především čtyřmi petrografickými složkami. Jsou to trikalciumsilikát (CaO)3 . SiO2 (zkráceně C3S, alit), dikalciumsilikát (CaO)2 . SiO2 – (C2S, belit), tetrakalciumaluminátferit (CaO)4 . Al2O3 . Fe2O3 (C4AF, celit) a trikalciumaluminát (CaO)3 . Al2O3 (C3A). Ty ve styku se záměsovou vodou exotermně reagují (hydratují), což je chemický a fyzikální proces, při němž kašovitá směs cementu s vodou přechází do tuhého a tvrdého stavu. Vytvářejí se hydratované sloučeniny (řady kalciumhydroaluminátů a kalciumhydrosilikátů s různým množstvím chemicky vázané vody), vzniká komplexní krystalická struktura, a z částí alitu a belitu volný hydroxid vápenatý Ca(OH)2, který dále částečně disociuje. Výsledkem je vysoce alkalické prostředí s pH v hodnotě cca 12,6. Ocel betonářské výztuže je v takových podmínkách pasivována – nemůže docházet k běžné korozi oxidací (obr. 6). Hydroxid vápenatý Ca(OH)2 je ale jednak rozpustný (při styku s vodou, zejména proudící a „hladovou“ je vyluhován – dochází k hydrolytické korozi), jednak reaguje se vzdušným

6

CO2 (při procesu karbonatace). Výsledkem obou procesů je postupný pokles pH a následná koroze oceli. ŽIVOTNOST KONSTRUKCÍ A ÚČINKY PROSTŘEDÍ

Zásadním požadavkem na stavební provedení je vysoká životnost v daných podmínkách, při minimálních nákladech na údržbu a opravy. Kategorizaci staveb podle požadované životnosti zavádí soubor Eurokódů – doporučená třída běžných betonových konstrukcí je S4 s návrhovou životností padesát let. U vodárenských staveb by se mělo, domnívám se, uvažovat s vyšší třídou konstrukce a delší návrhovou životností, a to především s ohledem na význam zásobování vodou. Změna Z1 Eurokódu ČSN EN 1990 (Zásady navrhování konstrukcí) přitom zařazuje stavby vodního hospodářství včetně vodojemů (kromě hrází a jezů) v Národní příloze opět do kategorie 4 s informativní návrhovou životností padesát let, tedy stejnou, jako pro běžné budovy. Účinky prostředí působícího na konstrukce a prvky nádrží vodohospodářských staveb můžeme shrnout v několika bodech: • Ve všech případech vysoká vlhkost až po relativní nasycení vzduchu, doprovázená agresivním působením sloučenin obsažených nebo dávkovaných jak ve vodě, tak nad hladinou, i v prostorech bez otevřené hladiny. Významný je vliv iontů SO2, NH4, Cl2, O3 a různých síranů. • U nádrží dlouhodobé působení vodního tlaku na návodní líc, někdy se stálou ale často s proměnlivou hladinou. I při pH v neutrální oblasti a běžné tvrdosti vody vysoké riziko vyluho-

4a

4b

5a

5b


❚

3/2011

TÉMA

❚

TOPIC

Obr. 4 Účinky mrazu na beton, a) v oblasti kolísání u otevřených nádrží, b) nad hladinou v kombinaci s alkalickou reakcí kameniva, ❚ Fig. 4 Frost effects on concrete, a) in the area of fluctuations of open reservoirs, b) above the water surface, Obr. 5 a) Povrch sloupu ve vodojemu po vyluhování, b) hluboká degradace stěn v ozonizaci (stáří obou nádrží cca třicet let) ❚ Fig. 5a) Surface of a pier in the tank after percolation, b) deep degradation of the walls in ozonization (age of both reservoirs – some 30 years) Obr. 6 Pourbaixův diagram pro systém Fe – H2O při 25 °C [12] ❚ Fig. 6 Pourbaix diagram for system Fe – H2O at 25 °C [12]

6

vání povrchových vrstev. Zvyšuje se s klesající tvrdostí a s rostoucí rychlostí proudění a výměny vody v nádrži. • Střídání směru působení rozhodujícího zatížení, velmi neobvyklé pro jiné typy konstrukcí. Má to zásadní vliv na průběh a chování trhlin. • U zastropených nádrží velmi stabilní teploty prostředí ovlivňované jen sezónním kolísáním teploty vody o několik °C. Při nízké vnitřní teplotě je běžné působení mrazu na stropní konstrukci i při vysokém zásypu nebo tepelné izolaci. • U otevřených nádrží působení mrazu na stěny a další prvky nad hladinou a zejména v oblasti kolísání hladiny. • Na vnějším líci většinou působení zeminy obsypu a zásypu včetně prosáklých srážkových vod. U solitérních vodojemů jen výjimečně účinky podzemní vody, ty jsou naopak běžné u nádrží tvořících suterény budov úpraven vody a u nádrží čistíren, budovaných vesměs v údolních nivách. • Dno a stěny nádrží jsou běžně čištěny tlakovou vodou se značnou intenzitou proudu, v periodě několika měsíců. Zvýšené riziko abraze. • Při návrhu a realizaci jak nových staveb, tak při sanacích starších objektů je třeba vzít v úvahu výše popsané působení prostředí a přizpůsobit mu konstrukční, materiálové i technologické řešení. Pro dosažení navrhované životnosti je nutné: – Monolitické konstrukce navrhovat z betonů vyšších tříd (dnes běžně C 25/30 a C 30/37 oproti dříve běžným B 20 nebo ještě dříve B 170, tedy nárůst až o tři pevnostní třídy!), uplatnit zvláštní požadavky na ochranu proti působícímu prostředí – např. mrazuvzdornost stropů, v nádržích odolnost proti hydrolytické korozi. – Navrhnout konstrukci s omezenou šířkou trhlin, které představují riziko jak pro životnost (přístup korozního média k výztuži), tak pro základní požadovanou vlastnost – vodotěsnost. Upozorňuje se na zásadní význam omezení trhlin od účinků omezení vynucených přetvoření (nebo jiným výrazem od objemových změn). Pro kontrolu šířky trhlin je rozhodující správné vyztužení. – Omezit účinky objemových změn správnou specifikací požadovaných vlastností betonu jak v konečném stavu, tak při provádění (množství a druh cementu, vodní součinitel, kamenivo vylučující alkalickou reakci, odsunutá doba dosažení požadovaných pevností atd.). – Pro stropy nádrží používat přednostně kompaktní stropní desky lokálně podpírané sloupy, s vyloučením tyčových 3/2011

❚

prvků – trámů a průvlaků, do nichž se koncentruje zatížení, citlivých na ohyb a vznik trhlin. – Navrhnout a realizovat dostatečné krytí výztuže betonem, především nad hladinou a v oblasti jejího kolísání. Běžně 30 a více mm. Z ÁV Ě R – Z Á S A D Y A O B E C N Á D O P O R U Č E N Í

Dále uvedená doporučení a zásady vycházejí zejména ze zkušeností z navrhování a realizací řady staveb, a to i nejnovějších při použití již platících Eurokódů, a jsou plně v souladu s obdobnými požadavky v řadě dalších zemí. Především v Německu byla již větší část z nich implementována do národních technických standardů. Nové objekty – zásady navrhování • Navrhovat pro styk s vodou pokud možno nedilatované celky pouze s pracovními spárami, z kvalitního betonu, s jasně definovanými vlastnostmi omezujícími vliv omezení vynucených přetvoření (tzv. objemové změny). Zjednodušit tvar a odstranit citlivé detaily za cenu zvýšené pozornosti při výpočtu a vyššího stupně vyztužení. Zdůrazňuje se význam správného tvarového a materiálového návrhu spár. • Zakomponovat spádové prvky odvodnění přímo do nosné konstrukce nádrží – desky dna. Odstraňuje se nabetonování mazanin a problém jejich přídržnosti na konstrukci za cenu větší technologické náročnosti. Osvědčuje se použití speciálních vibračních a hladících vedených lišt. • Použít tzv. drenážní fólie pro bednění stěn s výslednou vysoce kompaktní a hladkou povrchovou vrstvou. Vyloučit plastové distanční vložky pro krycí vrstvy. • Navrhovat stropní konstrukce s vyloučením tyčových prvků – trámů a průvlaků, které jsou citlivé na koncentraci zatížení a rozvoj trhlin. Konstrukce musí být navržena především na mezní stavy použitelnosti, tedy na šířku trhlin!!! • Pro části staveb pozemního charakteru věnovat zvýšenou pozornost stavebně-fyzikálnímu řešení. Limitní hodnoty šířky trhlin volit především v závislosti na vlhkosti a dalším korozním působení. • Konstrukci navrhovat z betonu vhodných vlastností (v souladu s doporučením ČSN EN 206-1 Z3) – pevnostní třída C25/30 nebo C30/37, určení příslušného stupně vlivu prostředí. • Navrhovat zpomalení rychlosti tvrdnutí betonu (dosažení


7

TÉMA

❚

TOPIC

8

7a 7b

požadované pevnosti až po např. devadesáti dnech), omezit množství cementu, popílku, příp. mikrosiliky ve směsi. • Navrhovat a konstruovat výztuž především s ohledem na omezení trhlin, zajištění životnosti ochranou výztuže krycí vrstvou cmin= 30 mm, cnom= 45 mm. • Podrobně specifikovat požadavky na pomocné a jiné prvky (např. těsnící pásy, úpravu povrchu, úpravu pracovních spár atd.). Nové objekty – zásady pro realizaci: • Používat hladké, vodotěsné bednění, bez odbedňovacích olejů, nikdy dřevěné bednící prvky přímo na líc betonu. Nejběžnější úprava pomocí drenážní fólie pro dosažení kompaktní povrchové vrstvy bez pórů a dutin. • Vyloučit umělohmotné distanční vložky, používat betonové nebo vláknobetonové. • Omezit hodnotu vodního součinitele w/c < 0,5. • Povrchovou úpravu dna provádět vakuovým rotačním hlazením nebo vedeným vibračním hlazením. V závislosti na technologii definovat v projektu (specifikaci) požadavky na přesnost provedení. • Používat osvědčené a systémově kompatibilní pomocné 8

Literatura: [1] ČSN EN 1992-1-1. Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí. Část 1-1: Všeobecné požadavky a požadavky pro pozemní stavby [2] ČSN EN 206-1 Beton – část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda. Změna Z3, duben 2008 [3] ČSN EN 13 670 Provádění betonových konstrukcí [4] ČSN EN 14944-1 Vliv cementových výrobků na vodu určenou k lidské spotřebě – Zkušební postupy – Část 1: Vliv průmyslově vyráběných cementových výrobků na organoleptické vlastnosti [5] Vyhláška č. 409/2005 Sb., o hygienických požadavcích na výrobky přicházející do přímého styku s vodou a na úpravu vody [6] ČSN 75 6101 Stokové sítě a kanalizační přípojky [7] ČSN 73 1208 Navrhování betonových konstrukcí vodohospodářských staveb [8] Technické podmínky pro sanace betonových konstrukcí – TP SSBK 2. Sdružení pro sanace betonových konstrukcí, Kloknerův ústav ČVUT, Praha 2000 [9] ČSN EN 1992-3. Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí. Část 3: Nádrže a zásobníky [10] Schejbal R.: Speciální problémy navrhování betonových konstrukcí vodohospodářských staveb. Kloknerův ústav ČVUT, Praha, 1990 [11] Vyskoč E.: Komentár ku zmene a) ČSN 73 1208. Hydroconsult, Bratislava,1988 [12] Pejchota Z., Voves B.: Koroze výztuže v železobetonových nádržích. Technická směrnice, Hydroprojekt Praha, 1979

prvky – těsnění pracovních spár (pásy, plechy s integrovanou bobtnající vrstvou, bobtnající pásky nebo tmely, injektážní zabudované prvky), těsnění dilatačních spár (vždy elastomerní vnitřní pásy dostatečné šířky, správně uložené, aby umožňovaly bezpečný únik vzduchu při betonáži), distanční a rozpěrné prvky atd. • Ošetřovat beton (zakrytí, kropení atd.) minimálně po dobu jednoho týdne po odbednění, lépe 10 až 14 dní. Omezit přímý sluneční osvit zejména v letních měsících dva až čtyři týdny. Zásady pro rekonstrukce a sanace • Pouhé obnovení původního technického stavu stavby = chybná strategie!!! • Nový stav má co nejvíce odpovídat současným poznatkům a požadavkům jak z hlediska stavebních konstrukcí, jejich materiálů a ochrany, tak z hledisek vodohospodářských!!! • Pokud je to technicky a ekonomicky možné, má se při opravách a rekonstrukcích postupovat obdobně, jako při návrhu a realizaci zcela nové nádrže. • Podkladem pro návrh každého sanačního zásahu musí být


❚

3/2011

TÉMA

❚

TOPIC

Obr. 7 Povrch stěny při užití drenážní fólie, a) odbedněná část, b) detail ❚ Fig. 7 Surface of a wall when using drainage sheeting, a) demoulded section, b) detail Obr. 8 Vystýlka stěn a obložení sloupů vodojemu deskami / fólií z PE ❚ Fig. 8 Brickwork of the walls and column cladding of the tank made with boards / sheeting from PE

odborně vypracovaný stavebně technický průzkum a současně co nejhlubší znalost působení prostředí na konstrukci. • U nádrží v budovách minimalizovat vnitřní provozní teplotu v interiéru (v zimě) pro snížení odparu a pro optimalizaci funkce obvykle nedostatečného obvodového pláště. Pokud možno zakrývat hladiny se separátním odvětráním. • Pokud možno volit náhradu korozně citlivých konstrukcí s tyčovými prvky. Není-li to možné, pak zvýšenou pozornost věnovat reprofilaci trámů a průvlaků i vzhledem k působení prostředí nad hladinou. • Kde je to možné a vhodné, preferovat přibetonování před tenkovrstvými reprofilacemi. Výhodou je jasná kontrola polohy přidané výztuže se zvýšeným krytím a obvykle větší homogenita materiálu – betonu vyšší pevnostní třídy s jasně specifikovanými vlastnostmi. • Sanace konstrukcí (tedy preparaci a následnou reprofilaci poškozených ploch) provádět za trvalého odborného dozoru, celoplošně, na základě diagnostiky a operativního průzkumu. • Při existenci kvalitních, soudržných a neporušených omítek na návodním líci ponechat je a opravit pouze místa poškozená lokálně. • Zvážit možnost užití celoplošných vystýlek či obkladů na návodním líci z důvodů hygienických, překlenutí existujících aktivních trhlin, vodotěsnosti atd. podle korozního stavu a podmínek působení lze volit provedení jak s kontrolovanou vzduchovou mezerou (pokud nehrozí koroze skrytého líce betonu), tak kontaktní provedení se zainjektováním a pasivací betonové konstrukce. Volba je možná i co do druhu materiálu – existují a v rámci EU byly realizovanými stavbami ověřeny různé metody vložkování, např. nopovanými deskami z PE, epoxidovými lamináty se skleněnými vlákny, skleněnými deskami, fóliemi apod. A jedna společná zásada: betonové konstrukce ve vodárenství běžně není nutné opatřovat sekundární ochranou proti působení vlivů prostředí. Konstrukce nebo její sanace jen musí být řádně navržena a provedena s jasným vědomím všech souvislostí. Text článku byl posouzen odborným lektorem.

Ing. Richard Schejbal HYDROPROJEKT CZ, a. s. Táborská 31, 140 00 Praha 4 tel.: 261 102 458, mob.: 606 485 800

Zkoušeno dle

RWS

Nafufill KM 250

Geniální univerzál pro sanaci a protipožární ochranu Se správkovou maltou Nafufill KM 250 dosáhnete dlouhodobé sanace vašich betonových ploch a plného obnovení únosnosti železobetonových konstrukcí. Tato polymery modifikovaná cementová malta doposud jako jediná nabízí splnění požadavků na sanační zásahy nejen v pozemní a občanské výstavbě, ale i pro stavebně požární ochranu tunelových staveb. Tím vám poskytujeme jedinečnou záruku jistoty. 쮿 Nehořlavá stavební hmota třídy A1 쮿 Odolná požáru, třída požární odolnosti F90 쮿 Schválen systém pro třídu zatížení M3 MC-Bauchemie s.r.o Skandinávská 990 267 53 Žebrák Tel: 311 545 155 [email protected]

e-mail: [email protected]

3/2011

❚

technologie • konstrukce • sanace • BETON Anz_Nafufill_KM_250_CZ.indd 1

9

03.06


❚

R E H A B I L I TAT I O N A N D R E C O N S T R U C T I O N

REKONSTRUKCE MOSTU PŘES OHŘI U ZÁLUŽIC ❚ RECONSTRUCTION OF CONCRETE BRIDGE ACROSS THE RIVER OHŘE NEAR ZÁLUŽICE Libor Marek, Matěj Mikšovský, Jan Havanič Článek popisuje rekonstrukci železobetonového silničního mostu přes řeku Ohři u Zálužic nedaleko Žatce. Rekonstrukce zahrnovala kompletní sanaci betonů, zesílení táhla oblouku karbonovými lamelami, zesílení závěsů oblouku předpjatými kabely bez soudržnosti, zvýšení únosnosti mostovky spřaženou deskou a výměnu mostního příslušenství. Stavba získala ocenění Sanační dílo roku 2010, které jí bylo uděleno v květnu na konferenci Sanace 2011 v Brně (pozn. redakce).

❚ The article informs about the

reconstruction of the concrete bridge across the river Ohře near Zálužice. The reconstruction included total restoration of concrete, reinforcement of the tie-rod with carbon lamellas, reinforcement of vertical ties with external prestressed cables, increase of load capacity of bridge deck using a composite deck and replacement of bridge equipment. The construction work was awarded the title “Repair project of the year 2010” on The XXI international symposium Repair 2011 (note of the editor’s office).

Stav mostních objektů ev. č. 22535-1 a 22535-2, které převádějí silnici III. třídy nad soutokem řek Ohře a Blšanka u Zálužic nedaleko Žatce, byl nevyhovující. Mosty se vyznačovaly řadou poruch, které vážně omezovaly silniční dopravu. Po poslední prohlídce byly zařazeny do stupně VI – velmi špatný. Proto se vlastník objektů – Ústecký kraj – rozhodl pro jejich rekonstrukci. Příspěvek se věnuje rekonstrukci mostního objektu ev. č. 22535-2 Zálužice. POPIS MOSTU

Jedná se o třípolový most tvořený dvěma inundačními po-

1

li o rozpětí 14,5 m a železobetonovým obloukovým mostem s táhlem a dolní mostovkou s rozpětím 43 m přes řeku Ohři. Inundační pole jsou rovněž železobetonová s krajními parapetními nosníky, šířka mostu mezi parapety je shodná s šířkou mezi závěsy oblouku. Spodní stavbu tvoří dvě opěry a dva pilíře situované na okraji koryta řeky. Podpory jsou založeny plošně v hloubce cca 3 m pod běžnou úrovní hladiny v řece. VÝSLEDKY DIAGNOSTIKY MOSTU PŘED REKONSTRUKCÍ

Podrobný diagnostický průzkum mostu byl zpracován pracovníky Kloknerova ústavu ČVUT v Praze s těmito závěry: • Konstrukce nevykazují zjevné narušení statické funkce, jako jsou nadměrné deformace, velké trhliny, drcení betonu, přetržená výztuž atd. • Most má nefunkční dilatace a hydroizolace. To umožňuje zatékání vody a vnikání vlhkosti do nosné konstrukce mostu a na jeho spodní stavbu. • Hlavní i rozdělovací výztuž železobetonových prvků již není dostatečně chráněna krytím betonu a jeho pasivační schopností. Krytí výztuže se pohybuje v rozmezí 0 až 40 mm, přičemž hloubka karbonatace je na úrovni 20 až 50 mm. • U spodní stavby se hloubka karbonatace pohybuje ve větším rozmezí 10 až 85 mm. • Pevnost betonu spodní stavby je na úrovni cca B15, železobetonové nosné konstrukce B25 až B30.

2

10


❚

3/2011


❚


3 Obr. 3

Podélný řez mostem ❚ Fig. 3

Longitudinal section of the bridge

Obr. 4 Příčné řezy mostem, a) pole nad řekou, b) pole nad inundací ❚ Fig. 4 Cross section of the bridge, a) span above the river, b) span above the flood-plain

4a

• Pevnost povrchových vrstev v tahu je velmi dobrá, a to

na úrovni 2,5 až 3 MPa. • V povrchových vrstvách betonu konstrukcí je nadlimitní obsah chloridů (> 0,4 % z cementu dle EN 206-1) a tato skutečnost významně zvyšuje riziko koroze výztuže. S A N A C E S P O D N Í S TAV B Y

Sanace základů Základy z hlediska únosnosti základové půdy vyhovují a vzhledem k hloubce založení nejsou ohroženy podemletím. Problematická byla hlavně kvalita betonů v základech a z toho plynula obava, že degradace betonů bude postupovat.

4b

Bylo provedeno opětovné zmonolitnění základů klasickou injektáží stabilizovanou cementovou suspenzí prostřednictvím ocelových manžetových trubek s roztečí vrtů 1 x 1 m až 1,4 x 1,4 m. Vrty byly zataženy cca 1,5 m pod základovou spáru podpěry. Výsledkem je vyplnění dutin a poruch v betonovém základu a proinjektování štěrkopísků v základové spáře. Ocelové injekční trubky byly ve vrtech ponechány a zality cementovou zálivkou. Sanace opěr a pilířů Po nadzvednutí nosné konstrukce byl mechanicky odbourán horní povrch úložných prahů v tloušťce 80 až 150 mm a závěrné zídky včetně plentovacích zídek. Konstrukce byla Obr. 1 Most před rekonstrukcí ❚ bridge before the reconstruction Obr. 2 deck

Pohled na mostovku

❚

Fig. 1

Fig. 2

Global view of the Zálužice

Original condition of the bridge

Obr. 5 Zesílení podloží spodní stavby (opěry, pilíře) ❚ Fig. 5 Improving the foundation conditions of the substructure (abutments, piers) Obr. 6 Zvedání nosné konstrukce superstructure of the bridge

5

3/2011

❚

Fig. 6

Elevation of the

9 6

❚


11


❚


7a

7b

Obr. 7a, b Zesílení a sanace nadpodporových příčníků ❚ Fig 7a, b Reinforcement and restoration of the end crossbeams Obr. 8 Zesílení závěsů oblouku – dolní kotvení ❚ Fig. 8 Reinforcement of the arch ties – lower anchors Obr. 9 Zesílení závěsů oblouku – volné kabely monostrand ❚ Fig. 9 Reinforcement of the arch ties – external prestressed unbonded cables monostrand Obr. 10 Zesílení mostovky – spřahující trny z betonářské výztuže ❚ Fig. 10 Reinforcement of the bridge deck – steel reinforcement shear connectors Obr. 11

Nové chodníky

❚

Fig. 11 New pathways

8

otryskána vysokotlakým vodním paprskem a odhalená korodující výztuž byla ošetřena antikorozním nátěrem Mapefer 1K (jednosložkový minerální nátěr pro ochranu betonářské výztuže) a doplněna o novou výztuž. Následně byla aplikována reprofilační malta Mapegrout T60 (jednosložková tříkomponentní tixotropní malta s cementovým pojivem k sanaci betonu jako ochrana armatury proti korozi), v případě vyšších tlouštěk pak stříkaný beton. Betonový povrch byl nakonec opatřen ochranným nátěrem. Úložné prahy byly doplněny o kotevní výztuž podložiskových bloků, na které byla do vrstvy polymermalty uložena nová elastomerová resp. hrncová (střední pole, pilíř P2) ložiska do stejných míst, jako byla ložiska původní. Znovu byla vybetonována železobetonová závěrná zídka a železobetonové plentovací zídky podél nosné konstrukce. Betonové pevné ložisko na obloukovém mostě zůstalo zachováno. Zvedání a spouštění mostu Pro zvedání nosné konstrukce 1. a 3. pole byla použita konstrukce pro zvedání shora se zdvihem až 1,4 m. Tato konstrukce byla v příčném směru rozdělena na dvě identické, na sobě nezávislé části. Tvořily jí dvě dvojice nosníků ŽTM30 délky 21 m, uložené na bárkách z konstrukce Pižmo a pomocí tyčí Dywidag a hydraulických lisů Enerpac byly nosné konstrukce vyzdviženy. Bárky byly situovány za opěrami a umožnily stavební práce na úložných prazích opěr a pilířů pod zvednutým mostem. SANACE NOSNÉ KONSTRUKCE

Sanace spočívala v odstranění nesoudržných vrstev a hloub12

kové koroze betonu, ochraně výztuže, reprofilaci a zajištění ekvivalentní krycí vrstvy. Rozsah sanace byl stanoven skutečným stavem konstrukce po mechanickém očištění a otryskání vysokotlakým vodním paprskem na základě vizuální prohlídky, pasportizace trhlin a nedestruktivních zkoušek. Podhled a boky nosné konstrukce byly reprofilovány materiály na modifikované cementové bázi. Sanované povrchy pohledových ploch byly opatřeny trvale elastickým protikarbonatačním ochranným nátěrovým systémem Elastocolor (jednosložkový nátěr na bázi akrylových pryskyřic). Zesílení a sanace nadpodporových příčníků Po zvednutí mostních polí byla odhalena místa na nosné konstrukci, dříve nepřístupná, zejména čela a úložné plochy nadpodporových příčníků, kde byl zjištěn značný rozsah hloubkové koroze betonu a narušení betonářské výztuže. Jejich sanace obsahovala navíc doplnění betonářské výztuže a namísto sanačních malt byl použit stříkaný torkretový beton Duriment TB/U/SpC (pro suchý způsob stříkání s dopravou řídkého proudu směsi) v tloušťce 50 mm na svislých a 80 mm na vodorovných plochách, s finální úpravou stěrkou Planitop 540 v tloušťce 2 až 3 mm (vyhlazovací stěrka na bázi cementových pojiv v tloušťkách vrstvy do 3 mm, pro konečnou úpravu vyzrálých podkladů z omítek a betonu). Zesílení závěsů oblouku Zesílení každého ze závěsů oblouku je provedeno pomocí čtyř kusů dodatečně předpjatých kabelů. Nejprve bylo nutné připravit kabelovou trasu vysekáním drážky v krycí vrstvě betonu, poté se do ní vložil kabel a po zakotvení na obou stra-


❚

3/2011


❚


10

9

11

nách napnul. V místě styku s deskou mostovky byl vybourán prostup, průchod kabelů horním příčným ztužidlem je zajištěn pomocí vývrtu ∅30 mm. Ve spodní části drážky, kde kabelová trasa mění svoji křivost, je vedení kabelů zajištěno pomocí nerezových kotev. Na horním pasu oblouku a v podhledu hlavního podélného trámu jsou v místech vyústění kabelových tras provedena v krycí vrstvě betonu vybrání, do kterých jsou osazeny ocelové převázky, jež zajišťují kotvení předepnutých kabelů. Pro dodatečné předpětí byl zvolen předpínací systém Dywidag – lana Monostrand St 1570/1770 ∅15,7 mm. Kotvení je na obou koncích zajištěno pomocí bezpokluzových jednolanových kotev (spodní kotva je nenapínaná, horní napínaná). Předpínání probíhalo ve dvou etapách: V 1. etapě byla nesoudržná lana předepnuta na 10 % výsledného kotevního napětí. Poté došlo k vyplnění kabelové trasy hrubou sanační maltou. V místě změny křivosti kabelů v dolní části závěsu nad mostovkou je závěs v šířce 0,5 m navíc zesílen ovinutím tkaniny z uhlíkových vláken Carbopree 300 HS. Ve 2. etapě byla lana předepnuta na 100 % výsledného kotevního napětí 1 000 MPa (kotevní síla v jednom lanu činí 150 kN). Zesílení hlavních podélných železobetonových trámů – táhel oblouků Táhla oblouku jsou zesílena uhlíkovými nepředpjatými lamelami, které jsou vyrobeny z uhlíkových vláken spojených navzájem vinylesterovou pryskyřicí. Lamely jsou nalepeny na sanovaný betonový povrch v šesti řadách po obou stra3/2011

❚

nách táhla. Celkem bylo osazeno dvanáct kusů lamel typu S50/1.4 délky 11 m. Povrch lamel je opatřen sanační maltou, která sjednocuje podhledové plochy. Vyrovnání nivelety mostovky, resp. vozovky Na očištěný povrch mostovky je nabetonována železobetonová deska proměnné tloušťky, která je se stávající konstrukcí spřažena vlepenou výztuží. Výsledný povrch betonové desky má střechovitý příčný sklon 2,5 % pod vozovkou, resp. 2 % pod chodníky. Také v podélném směru je deska vyspádována od osy mostu směrem k opěrám, 1 až 1,5 %. Tloušťka desky je v závislosti na průběhu stávající nosné konstrukce proměnná, pohybuje se v rozmezí 80 až 200 mm. REKONSTRUKCE PŘÍSLUŠENSTVÍ MOSTU

Chodníky a římsy jsou monolitické železobetonové, jejich šířka se liší v závislosti na mostním poli. V 1. a 3. poli je šířka levého i pravého chodníku 0,525 m. Ve 2. poli se tato šířka pohybuje od 0,525 m (část bezprostředně navazující na parapetní pole a v místě závěsů) do 1,25 m (v místě mezi závěsy oblouku). Výška obrubníku nad povrchem vozovky je 0,15 m, příčný sklon horního povrchu chodníků směrem k vozovce je 2 %. Na obou koncích mostu jsou vzhledem k minimálním posunům provedeny flexibilní mostní závěry. Na rozhraní nosné konstrukce 1. a 2. pole resp. 2. a 3. pole jsou osazeny povrchové lamelové mostní závěry typ Algamod LW80. Vozovka na mostě je dvouvrstvá tloušťky 82 mm (40 mm obrusná vrstva ACO 11+, 40 mm ochrana izolace MA 11IV


13


❚


12a

12b 12c

Obr. 12 Most po rekonstrukci, a) podhled mostu, b) pohled na střední pole, c) pohled na mostovku ❚ Fig. 12 Bridge after the reconstruction, a) view from below the bridge, b) view of the middle span, c) view of the bridge deck

– litý asfalt (LA S IV). Mostovka je izolována membránovou stříkanou izolací Eliminátor v tloušťce 2 mm. Na železobetonovou chodníkovou desku je aplikován přímopochozí izolační systém Decseal. Ve středním poli je v prostoru mezi závěsy osazeno zábradlí z profilované oceli, které je kotveno do chodníku a závěsů chemickými kotvami. Vozovku odvodňuje osm kusů mostních odvodňovačů typu Labe H-100 s mříží 500 x 300, bez lapače splavenin. Koncové části polí č. 1 a 3 jsou odvodněny prostřednictvím podélného sklonu povrchově na předpolí, kde je srážková voda svedena pomocí skluzů z příkopových tvárnic do prostoru pod mostem.

Investor Generální projektant Projekt mostu Generální dodavatel Subdodavatel sanačních prací Termín

Ústecký kraj Artech, spol. s r. o. TOP CON SERVIS, s. r. o. Vodohospodářské stavby, spol. s r. o. SMP CZ, a. s. 2010

Ing. Libor Marek tel.: 284 021 742, e-mail: [email protected]

Ing. Matěj Mikšovský

Z ÁV Ě R

tel.: 284 021 748, e-mail: [email protected]

Rekonstrukce mostu, který vykazuje soustavně poruchy, většinou spočívá ve dvou krocích. Prvním je zastavení degradace betonu a druhým jeho zesílení. Vzhledem k tomu, že pro tuto komunikaci není požadována zatěžovací třída A, bylo zesílení navrženo tak, aby bezpečně vyhovělo zatěžovací třídě B. Ostatní finanční prostředky byly směrovány na komplexní sanace a hydroizolaci celého objektu, která prodlouží jeho životnost o další desetiletí. 14

oba: TOP CON SERVIS, s. r. o. Ke Stírce 1824/56, 182 00 Praha 8 Ing. Jan Havanič ARTECH, spol. s r. o. Žižkova 152, 436 01 Litvínov tel.: 476 111 782, e-mail: [email protected]


❚

3/2011


❚


HALA STOLETÍ V POLSKÉ WROCLAWI – SANACE SVĚTOVÉHO KULTURNÍHO DĚDICTVÍ ❚ HALL OF THE CENTURY IN WROCLAW, POLAND – REPAIR OF THE WORLD CULTURAL HERITAGE Hannes Sebastian Huber, Maciej Mikołajonek, Patryk Filipczak Hala století ve Wroclawi patří k největším milníkům v oblasti železobetonového stavitelství a od jejího otevření v roce 1913 se v ní konala řada důležitých událostí. Tato multifunkční hala byla postavena za pouhých patnáct měsíců a stala se díky své tehdy revoluční železobetonové konstrukci průkopnickým počinem. Svojí kupolí o průměru 65 m byla v době svého postavení největší stavbou tohoto typu na světě. Díky svému průkopnickému architektonickému a konstrukčnímu řešení byla Hala století v roce 2006 zapsána do seznamu světového kulturního dědictví UNESCO. V létech 2009 až 2010 byla – za nejpřísnějších podmínek Památkového úřadu – provedena první komplexní sanace tohoto stavebního díla od jeho postavení. Byly odstraněny škody a závady na betonové fasádě a střeše a patní věnec byl zajištěn systémem externího předpětí. Rovněž původní okna, vyrobená z dnes již nepoužívaného dřeva přesličníku (kasuaru), bylo nezbytně nutné restaurovat. Po celkové sanaci Hala století opět září ve zlatavě žlutém lesku.

❚ The Hall of the Century in

Wroclaw belongs to the greatest milestones of reinforced concrete building. A number of major events have taken place there since its opening in 1913. The multi-purpose hall was erected in 15 months only and became a pilot act thanks to its then revolutionary reinforced concrete structure. With its dome 65 m in diameter it was the most massive dome all over the world at the time of its erection. Viewing its innovative architectural and structural solution, the Hall of the Century was listed as UNESCO World Cultural Heritage in 2006. Between 2009 and 2010, the first complex repair of this construction was performed since the time of its erection under the strictest conditions of the National Heritage Institute. Damage and defects of the concrete facade and roof were removed, and the foot ring beam was secured using a system of external prestressing. Also, the original windows, made from today non-used wood of casuarina, were restored. As a result of the renewal, the Hall of the Century again shines with golden sparkles.

H I S T O R I E A V Ý S TAV B A

Na začátku 20. století bylo v rámci dalšího rozvoje města Wroclaw po16

žadováno postavit rozsáhlý výstavní areál za účelem prezentace kulturních a hospodářských úspěchů regionu Slezska. Tak vznikla myšlenka využít pro tento účel areál někdejší dostihové dráhy v parku Scheitniger a v této souvislosti zřídit velkou výstavní halu. Tato, tak zvaná, Hala století byla vystavěna v letech 1911 až 1912 podle projektu slavného německého architekta Maxe Berga (obr. 1). Slavnostní otevření se konalo v rámci wroclawské Jubilejní výstavy dne 20. května 1913. Město zorganizovalo tuto akci u příležitosti 100. výročí osvobozovacích bojů proti Napoleonovi Bonaparte. Pruský král Bedřich Vilém III. totiž ve Wroclawi v roce 1813 vydal své provolání „Mému národu“, kterým podnítil osvobozovací hnutí a které nakonec vyústilo ve vítěznou Bitvu národů u Lipska [1]. Max Berg se narodil 17. dubna 1870 ve Štětíně a v letech 1889 až 1893 studoval Technickou vysokou školu v Berlíně-Charlottenburgu. Předtím, než byl dne 17. prosince 1908 zvolen městským stavebním radou Wroclawi, pracoval Berg jako architekt nejprve ve Štětíně a poté ve Frankfurtu nad Mohanem. Po dobu svého pobytu ve Wroclawi do roku 1925 vyprojektoval Berg své největší a nejzajímavější stavby, které v mnohém ohledu předurčovaly a ovlivňovaly modernismus 20. let dvacátého století. Vyvinul tvar stavebního tělesa na základě jeho funkcí, použil transparentní a jednoduché formy a omezil na minimum ozdobné prvky. Vrcholem jeho tvorby byla Hala století (obr. 2), která se díky svému neobyčejnému vzhledu a pozoruhodné konstrukci stala již krátce po svém vzniku ikonou moderny [1]. Ve výběrovém řízení na stavbu haly bylo připuštěno její provedení jak ze železa, tak i ze železobetonu. Výhodou železa bylo, že stavby s podobně velkým rozpětím již byly vyzkoušeny, např. v případě rotundy ve Vídni. Avšak vzhledem k podmínce, že veškeré nosné železné prvky musely být s ohledem na požární bezpečnost opatřeny pláštěm, by tato varianta neznamenala výraznější ekonomický přínos. Max Berg zvolil tedy pro svoji rea-

1

lizaci železobeton, který připouštěl jak po architektonické, tak i po konstrukční stránce výraznější modifikaci. Takto mohlo vzniknout do té doby unikátní překlenutí bez opěrných pilířů. Rozhodnutí o použití železobetonu svědčilo o Bergově fascinaci novým materiálem a hledání nového stylu. S Halou století měl „železobeton jako materiál budoucnosti“ prokázat svůj potenciál [1, 2]. Berg použil u svého projektu geometrický modulární systém, jehož proporce se přibližují Zlatému řezu. Půdorys (obr. 3) této na svou dobu gigantické stavby tvoří symetrický čtyřlist (tetrakonchos), skládající se z vnitřního kruhu, k němuž jsou připojeny čtyři kruhové apsidy. Hlavní nosný prvek spodní části stavby tvoří čtyři velké oblouky, opisující prostorovou křivku, takže kupole vlastně spočívá na válci. Rozměry hlavních oblouků se směrem k trapézovým podpěrám rozšiřují a jsou podepřeny šesti masivními opěrnými oblouky apsid [1, 2]. Konstrukce kupole je tvořena třiceti dvěma železobetonovými žebry, která jsou nahoře spojena přítlačným věncem o poloměru 7 m a dole se opírají o patní věnec o průměru 65 m. Poprvé po takřka dvou tisíci letech tak byla překonána masivní antická kupolová stavba Panteonu. Se světlým rozpětím o délce 65 m je wroclawská kupole svojí plochou téměř dvojnásobně větší než kupole římská, ale má díky žebrové konstrukci a použití armovaného


❚

3/2011


betonu pouze poloviční hmotnost. Pod každým betonovým žebrem se nachází kloubové ložisko, které přenáší tíhu kupole do spodní části stavby. Toto ostré oddělení je důležité pro zamezení vzpříčení a vytvoření transparentního statického systému [2]. Ve vnitřním prostoru je nosná konstrukce exponována. Berg dokonce ponechal viditelné stopy po bednění. Pouze plochy velkých pilířů a stropy byly za účelem zlepšení akustiky zakryty vrstvou cementu a korku [1]. Naproti tomu zvnějšku nejsou žebra kupole vidět. Na třech úrovních jsou vyztužena stabilizačními prstenci, které brání jejich zkroucení a současně tvoří nosnou plochu pro řady oken. Čtyři okenní pásy po celém obvodu kupole se směrem vzhůru stupňovitě zužují a jsou uzavřené rovnými betonovými stropy. Podobně je vytvořen i okenní systém u apsid. Koncem 30. let 20. století bylo ke kupoli severně od hlav-

❚


Obr. 1

Max Berg (1870–1947) [2]

Obr. 2

Bergův návrh Haly století [2]

❚

Fig. 1 ❚

Fig. 2

Max Berg (1870-1947) [2] Berg’s design of the Hall of the Century [2]

Obr. 3 Půdorys, nosná konstrukce a kloubové ložisko [2] and hinged bearing [2] Obr. 4

Lanový jeřáb [5]

❚

Fig. 4

❚

Fig. 3

Ground plan, structure

Cable crane [5]

2

3

ního vstupu připojeno úzké schodiště, které je jediným rušivým prvkem vnější symetrie tohoto stavebního díla [1]. Lucerna kupole je tvořena čtyřmi pevnými konstrukčními rámy. Celková výška haly činí 42 m a její největší délka, mezi východním a západním vstupem, je cca 152 m. Společně s apsidami pojme vnitřní prostor zhruba 10 000 osob [3]. Přístup je zajištěn nejprve přes ochoz čtyř vstupních hal a teprve odsud vede četné množství dveří přímo do prostoru kupole. Hlavní vchod, nacházející se na západní straně směrem k centru města, je patrový. V horním patře je zřízen oválný přijímací sál s prosklenou střechou – někdejší císařský sál [1]. 3/2011

❚

4


17


❚


5

6 Obr. 5 Lešení, bednění a okenní rámy [2] ❚ Fig. 5 Scaffolding, formwork and window frames [2]

7

Obr. 6 Vnitřní prostor krátce před dokončením [2] ❚ Fig. 6 Interior prior to its completion [2] Obr. 7 Dokončená hala během Jubilejní výstavy, 1913 [2] ❚ Fig. 7 Completed hall during the Jubilee Show, 1913 [2] Obr. 8 Slavnostní přijetí do seznamu světového kulturního dědictví UNESCO, 2006 [6] ❚ Fig. 8 Ceremonial act of listing as UNESCO World Cultural Heritage, 2006 [6]

V Ý S TAV B A H A LY S T O L E T Í

Za statické výpočty a konstrukční ztvárnění byl zodpovědný stavební rada Dr. Trauer. Realizací stavebních prací byla pověřena drážďanská firma Dyckerhoff und Widmann. Ředitel firmy Dr. Gehler a jeho inženýři Schulz a Bechtel se ujali sestavení detailních plánů a vedení stavby [2]. Vzhledem k tomu, že předložené výpočty experty Pruského stavebního úřadu v Berlíně nepřesvědčily, byl o revizi statických výpočtů požádán berlínský profesor Heinrich Müller a teprve po jejich potvrzení byly zahájeny stavební práce. Čtvrtou kontrolu nosnosti pak ještě provedli inženýři wroclawské stavební policie [1]. Stavba měla být provedena v co nejkratší době, a proto bylo dbáno zvláště na účelné zařízení staveniště. Dle Prof. Gehlera se přitom řídili pravidly platnými v americkém stavebnictví. Dostatečný prostor byl vytvořen jak pro 18

skladování, tak i pro pomocná zařízení, např. pily, kovárny či dílny pro tváření železa. Na protilehlých stranách stavby byla umístěna dvě samostatná zařízení na přípravu betonu. Horizontální přeprava materiálu na staveništi probíhala po kolejích. První – okružní – kolej byla vedena těsně podél obrysu základové plochy haly. Druhá kolej vedla od drtiče kamene skrz halu k oběma přípravnám betonu. Třetí vedla od skladiště dřeva doprostřed haly a pod kupolí tvořila smyčku. Z okružní koleje bylo možno díky inovativní lanové dopravní dráze stavební materiál rychle dopravit na kterékoliv místo na stavbě [2, 3]. Lanový jeřáb (obr. 4) byl tvořen 52 m vysokou lešenářskou věží, nacházející se uprostřed budované kupole, a dvěma 14 m vysokými mobilními dřevěnými věžemi, se kterými bylo možné pojíždět po kolejišti o poloměru 100 m kolem středové věže. Na vrcholy těch-

to tří věží byla natažena drátěná lana, po kterých se pohybovaly jeřábové vozíky. Obě mobilní věže pracovaly nezávisle na sobě, v případě potřeby je však bylo možné spřáhnout a přepravovat tak břemena o dvojnásobné hmotnosti, maximálně však 5 t. Aby nedošlo k přetížení středové věže, bylo použito rafinované řešení: vyvažovací závaží mobilních věží bylo dimenzováno tak, že se při překročení přípustného zatížení věže nadzvedly z vnější koleje. Přitom se zvětšil průhyb lana a snížením horizontálního tahu lana se opět obnovila statická rovnováha. Při tažení těžkých kmenů pro stavbu lešení na začátku stavby došlo několikrát k tomu, že se věž nadzvedla až o půl metru. Díky této na tehdejší dobu velmi inovativní technologii lanového jeřábu bylo možno osadit i okenní rámy (obr. 5), které byly vyráběny přímo na staveniš-


❚

3/2011


ti a upevněny na konstrukci jako hotové díly [2]. Betonové bednění haly lze označit za mistrovský počin tesařského umění, neboť celý objekt nemá takřka žádné rovné linie a plochy. Na bednění a lešení, které obklopovalo celou halu, bylo použito zhruba 3 000 m3 dřeva [3]. Velký důraz byl kladen na kvalitu použitých materiálů. Tak byl např. cement odebírán ze zásobníků zapečetěných vedením stavby a na celkem 600 t betonářské výztuže nebylo použito běžné, ale výhradně jakostní železo [3]. Odvážnosti této moderní konstrukce i používání inovativních stavebních technologií si byli vědomi všichni, kdo se na stavbě podíleli. Skepse nezůstali ušetřeni ani samotní odborníci. O oka-

❚


U D Á L O S T I U P LY N U L É H O STOLETÍ

Domněnky Maxe Berga o funkčnosti stavby se potvrdily. V průběhu dějin se v Hale století konalo množství významných kulturních a společenských událostí. V srpnu 1948 se zde například uskutečnil Světový kongres intelektuálů ve službách míru, kterého se kromě jiných zúčastnili i Pablo Picasso a Max Frisch. Své koncerty zde uvedla rovněž řada světoznámých zpěváků, jako např. v roce 1964 Marlene Ditrich. V roce 1997 tu během své návštěvy Polska vedl v rámci Eucharistického kongresu ekumenickou bohoslužbu i papež Jan Pavel II. a dalajláma využil prostory haly ke svému projevu o „míru a toleranci“ v roce 1998. V hale se rovněž pravi-

8

mžiku, kdy mělo být odstraněno lešení a stavba měla poprvé stát „na vlastních nohách“, vyprávěl Paul Heim, wroclawský architekt a dlouhodobý Bergův spolupracovník, následující anekdotu: Před zahájením odstraňování lešení z kupole pracovníky opustila odvaha. Max Berg tedy požádal na ulici jakéhosi muže, aby s ním šel do haly a za jednu zlatku povolil první upevňovací šroub lešení, protože toho sám nebyl schopen. Teprve, až když to ostatní viděli, tak se do haly vrátili a začali lešení odstraňovat sami (obr. 6) [1]. Použitím inovativních technologií a díky přesnosti projektu i provedení se firmě Dyckerhoff und Widmann podařilo stavbu realizovat za pouhých patnáct měsíců. Hrubá stavba byla městu Wroclaw předána dne 20. prosince 1912, šest týdnů před smluvním termínem (obr. 7) [4]. 3/2011

❚

delně konají přední sportovní akce, jako např. tenisové turnaje či mistrovství ve volejbalu a basketbalu [1]. Během II. světové války byla Wroclaw čili „Wroclawská pevnost“ z více než 70 % zničena, Hala století však válku přečkala relativně šťastně. Důvodem bylo to, že hala samotná sloužila jako orientační bod pro ruské bombardéry. Tím, že se po válce území Polska posunulo směrem na západ, se nyní Hala století nachází na území polského státu a od té doby se rovněž nazývá „Hala Ludowa“ (Lidová hala) [1]. Hala století patří k největším úspěchům světové architektury v oblasti železobetonových konstrukcí a je od roku 1962 zapsána v polském památkovém rejstříku. Vzhledem k průkopnickému architektonickému a konstrukčnímu řešení, jakož i použití železobetonu, které bylo začátkem 20. století při stavbě takto monumentálního objek-


tu velmi ojedinělé, byla Hala století dne 13. července 2006 zapsána do seznamu světového kulturního dědictví UNESCO (obr. 8). V současné době je objekt součástí památkového komplexu „Hala století Wroclaw“ a je pod přísnou památkovou ochranou [1]. K O N S T R U K Č N Í A S TAV E B N Í N E D O S TAT K Y

Počátek 20. století byl obdobím rozmachu a pro stavební průmysl začátkem používání železobetonu ve velkém měřítku. Z tohoto tenkrát nového stavebního materiálu byly vyrobeny veškeré konstrukční prvky Haly století. V souvislosti s plánováním současné i budoucí údržby byl proveden podrobný průzkum stavby, jehož součástí byl stavebně historický průzkum, odběr vzorků a laboratorní zkoušky. Na tomto základě vypracoval zadavatel technický posudek, který vyhodnotil stabilitu haly a potvrdil dobrý statický stav stavby. Pouze pro patní věnec musela být naplánována opatření pro jeho zesílení. V posudku bylo dále poukázáno na potenciální příčiny poškození a vad jednotlivých železobetonových částí. Hlavní příčinou vzniku většiny škod na fasádě byla koroze betonové výztuže uložené blízko povrchu, která způsobila oprýskávání a tvorbu trhlin. Ke zničení pasivní vrstvy stavby došlo zkarbonizováním okrajové zóny v důsledku nedostatečně silné betonové krycí vrstvy (10 až 30 mm) a na některých místech vlivem nízké kvality betonu. Zkoušky provedené přímo na místě navíc odhalily chybějící resp. poddimenzované vyztužení v masivních konstrukčních prvcích. To vedlo – v důsledku smršťování a dotvarování betonu – k tvorbě četných trhlin na fasádě a na vnější části patního věnce. Další slabinou některých částí konstrukce bylo rozmístění použitých třmínků, které nepokrývaly všechny výztužné pruty jednoho průřezu a kromě toho byly nepravidelně rozmístěné. Kvůli nesprávně provedené třmínkové výztuži docházelo u řady okenních pilířů k výrazné korozi betonové výztuže uložené blízko povrchu, která způsobila značné poškození částí konstrukce [5]. Uvedené konstrukční nedostatky jsou charakteristické pro většinu v této době postavených historických železobetonových staveb a vyplývají z tehdejšího stavu znalostí o železobetonu. Zvlášť je třeba zdůraznit skutečnost, že v té době neexistovala standardizace podkladů a směrnic pro dimen19


zování staveb, která by umožňovala jak zdokladovat nosnost resp. stabilitu, tak i posoudit životnost. Při posuzování konstrukčních nedostatků se nesmí zapomínat na to, že Hala století byla jednou z prvních staveb svého druhu a že je stará téměř sto let. Relativně nízký počet vad je tím nejlepším dokladem skvělých odborných znalostí jejích stavitelů. Po přesné inventarizaci všech škod a závad haly byla vypracována speciální koncepce oprav, v níž došlo k respektování a souladu technických požadavků s podmínkami památkové péče. S A N A C E A O P R AV Y

Sanace vnějších konstrukcí Haly století byla provedena v období od března

❚


2009 do května 2010, přičemž se jednalo o první komplexní opravu od jejího postavení. Pracemi byla pověřena rakouská firma Alpine Bau GmbH jako generální zhotovitel. Součástí smlouvy uzavřené s investorem, společností Wroclawskie Przedsiebiorstvo Hala Ludowa, Sp. z o. o., bylo vyhotovení projektové dokumentace, získání stavebního povolení, zpracování časového harmonogramu realizace a vlastní provedení oprav. Sanační práce zahrnovaly opravu, reprofilování a zajištění betonu fasády, obnovu původní barvy stavby, zajištění patního věnce pod žebrovou kupolí, renovaci původních dřevěných oken a obnovu střešní krytiny včetně okapů a hromosvodového systému (obr. 9).

Sanace a oprava fasády Fasádu Haly století vytvořili stavitelé pomocí vertikálně a horizontálně strukturovaného dřevěného bednění. Cílem koncepce oprav bylo stanovit postup pro trvalé odstranění škod a závad na fasádě, aniž by došlo k narušení původního architektonického vzhledu stavby. Pro minimalizování zásahů do historické fasády a zachování co možná největšího podílu původních povrchů byly veškeré závady, jež měly být odstraněny, nejprve klasifikovány z hlediska jejich rozsahu a poté příslušným způsobem sanovány. V rámci přípravy na provedení oprav byla fasáda vyčištěna metodou mokrého pískového otryskání. Na některých místech byly uvolněné a nepev-

Obr. 9 Hala století při zahájení sanačních prací, 2009 ❚ Fig. 9 Hall of the Century during the start of the repair work, 2009 Obr. 10 Modelování struktury reprofilovaných míst ❚ Fig. 10 Modelling of the structure of reprofiled spots Obr. 11 Reprofilované místo po natření Fig. 11 Reprofiled spot after painting

❚

Obr. 12 Umístění předpínacích prvků v průřezu patního věnce (Legenda: Stahlseile = ocelové lano; 3x ∅ 15,7 mm im HDPE Schutzrohr……. = 3x ∅ 15,7 mm v ochranné trubce HDPE, vyplněné mazivem; HDPE Schutzrohr ∅….… = ochranná trubka HDPE ∅ 50, vyplněná cementovou suspenzí; Abdeckung…..… = krycí vrstva, tvořená adhezní mezivrstvou a minerální maltou, zesílená povrchovou armaturou) ❚ Fig. 12 Placing of prestressing elements at the cross-section of the foot ring beam (Key: Stahlseile = steel cable; 3x ∅ 15.7 mm im HDPE Schutzrohr……. = 3x ∅ 15.7 mm in a protection tube HDPE, filled with lubricant; HDPE Schutzrohr ∅….… = protection tube HDPE ∅ 50, filled with cement suspension; Abdeckung…..… = cover layer made from an adhesive interlayer and mineral mortar consolidated with surface reinforcement)

9

10

20

Obr. 13 Zajištění patního věnce pomocí vnějších předpínacích prvků a povrchové betonářské výztuže ❚ Fig. 13 Securing of the foot ring beam by means of external prestressing elements and surface concreting reinforcement 11


❚

3/2011


12


13

né části betonu odstraněny do té míry, že došlo k odkrytí betonářské výztuže, která byla očištěna a opatřena antikorozním nátěrem. Po jejím ošetření byl na obnažené místo nanesen adhezní můstek na bázi cementu a následně sanační malta, upravená speciálně pro tuto stavbu. Na závěr byly provedeny finální úpravy a reprofilace opravených míst za účelem přizpůsobení povrchové textury betonu okolí a obnovení původní struktury bednění (obr. 10). Sanace trhlin byla provedena podle koncepce oprav následujícím způsobem: trhliny do šířky 0,2 mm byly impregnovány „štětečkovou“ injektáží, trhliny nad 0,2 mm pak nízkotlakou metodou pomocí pakrů osazených lepením či vrtáním. Při opravě fasády o celkové ploše 10 930 m2 bylo celkem použito zhruba 30 m3 sanační malty a 1 200 l epoxidové pryskyřice. Práce byly zakončeny obnovením původního, jednotného barevného odstínu stavby. Stratografický průzkum povrchu betonu ukázal, že na povrchu stavby se nachází zlatavě žlutá barevná vrstva, pocházející z 20. let minulého století, kterou byla zřejmě hala v této době natřena. Přesný odstín a krycí vlastnosti barev pro úpravy na fasádě byly zvoleny po konzultaci s městským památkovým úřadem na základě vzorků odebraných ze stavby. Po nanesení základové vrstvy byla venkovní fasáda natřena dvěma vrstvami polotransparentní zlatavě žluté lazurové barvy (obr. 11). Zajištění patního věnce Nejdůležitější částí prováděných oprav 3/2011

❚

❚

bylo zajištění hlavního konstrukčního prvku haly – patního věnce pod žebrovou kupolí. Věnec přenáší hmotnost kupole do válcové spodní stavby a po obvodu měří 218 m. Tato část stavby se jako vazebný prvek skládá ze dvou vodorovných, nad sebou umístěných zabetonovaných příhradových nosníků. Kvůli množství masových akcí konaných v hale, při nichž bylo nutné zavěsit na žebra nosné konstrukce stále mohutnější ozvučovací a osvětlovací systémy, musel být tento hlavní konstrukční prvek zajištěn. Opatření muselo být provedeno tak, aby se minimalizovaly zásahy do vzhledu této historické stavby. Technický posudek, vypracovaný zadavatelem pro realizaci prací, předpokládal pro zajištění dvě varianty: • Varianta I: použití systému externího předpětí jako pasivního zesílení, • Varianta II: upevnění pasivního vyztužení při použití pásků z uhlíkových vláken, které se po odpovídající přípravě betonové plochy nalepí pomocí epoxidové pryskyřice na vnější stranu patního věnce. Po provedení detailní analýzy se firma Alpine Bau GmbH rozhodla pro variantu I. Použití systému externího předpětí skýtalo oproti zajištění pomocí pásků z uhlíkových vláken následující výhody: • značnou nezávislost na počasí a technických omezeních v průběhu realizace, • možnost monitorování zajišťovacích prací a celé nosné konstrukce pomocí příslušných měřicích přístrojů po dokončení zajištění, • provedení případných korektur během fáze realizace i po ní,


• zkrácení doby realizace a snížení ná-

kladů, • záruku dlouholeté odolnosti.

Zajištění tohoto hlavního konstrukčního prvku prostřednictvím systému externího předpětí spočívalo v ovinutí patního věnce dvaceti sedmi ocelovými lany o průměru 15,7 mm, a to bez jejich propojení. Jejich charakteristická pevnost v tahu činí 1 860 MPa. Lana byla spojena do devíti předpínacích kabelů, tvořených třemi žilami (obr. 12). Po zhotovení předpínacích prvků v areálu stavby byly kabely pomocí lešení postaveného kolem fasády umístěny do požadované polohy a upevněny ve vzájemné vzdálenosti 140 mm na vnější plochu patního věnce. Kotevní prvky zůstaly skryty a byly namontovány do vnějšího schodiště, jež bylo k hale přistavěno až ve 30. letech 20. století. Aby bylo možno na jedné straně garantovat řádnou funkci kotevních prvků a na straně druhé v maximální míře zachovat původní rozložení sil v nosné konstrukci, byly předpínací kabely napnuty pouze silou 126 kN. To odpovídá cca 15 % jejich pevnosti v tahu. Po injektáži předpínacích prvků cementovou suspenzí byla za účelem zesílení rozmístěna na vnější stranu patního věnce povrchová betonářská výztuž, doplněna minerální malta a na ní spojovací můstek na bázi cementu (obr. 13). Po nanesení minerální krycí malty následovala úprava povrchové textury ve shodě s původní fasádou Haly století. Zajištění patního věnce o obvodové délce 218 m pomocí systému externího předpětí je největším opatřením svého druhu, které kdy bylo v Polsku provedeno. 21


❚


14 Obr. 14 Zasklívání oken okrovým ornamentálním sklem, vyrobeným podle původního vzorku ❚ Fig. 14 Glazing of the windows with ochre ornamental glass produced by an original sample Obr. 15 Hala století po ukončení sanačních prací, 2010 the completion of the repair works, 2010

Renovace oken Zvláště náročnou částí sanačních prací byla renovace šesti set dvanácti původních, sto let starých oken v dřevěných rámech. Na každé z devíti úrovní měla tato okna s otevíráním ven různou velikost, rozměry i počet okenních křídel. Před zahájením demontáže byla všechna okna očíslována a pro každé z nich vytvořena renovační karta, na níž bylo uvedeno poškození a příslušná nutná sanační opatření. Po odstranění křídel byly demontovány původní okenní rámy a okenní otvory byly po celou dobu opravy zajištěny OSB deskami. Pro splnění náročných požadavků na provedení restauračních prací bylo nutno demontovaná okna převézt do speciální renovační dílny. Po demontáži okenního kování byl odstraněn původní barevný nátěr. Okna byla původně vyrobena z vzácného a mimořádně odolného dřeva přesličníku (kasuar), které bylo speciálně pro tuto stavbu dovezeno z Austrálie [1]. Protože tento druh dřeva již neexistuje, musel být pro renovaci zvolen jiný druh, který by svými vlastnostmi odpovídal co možná nejvíce dřevu původnímu (Přesličníky se vyskytují i v současnosti, ale ne v Evropě. Možná vzhledem k dostupnosti a ceně byl tento druh dřeva nahrazen jiným, pozn. redakce). Po provedení pečlivé analýzy bylo ze strany památkového úřadu vybráno africké iroko, kterým se měly nahradit značně poškozené a neobnovitelné prvky jako příčele, okap22

❚

Fig. 15

Hall of the Century after

Literatura: [1] Ilkosz J.: Die Jahrhunderthalle und das Ausstellungsgelände in Breslau – das Werk Max Bergs. München: R. Oldenbourg 2006 [2] Trauer G., Gehler W.: Die Jahrhunderthalle in Breslau. Berlin: Verlag von Julius Springer 1914 [3] Der Eisenbetonbau der großen Festhalle zu Breslau. Berlin: Beton und Eisen 3 (1913), s. 60–61 [4] Berg M.: Die Jahrhunderthalle und das neue Ausstellungsgelände der Stadt Breslau. Berlin: Deutsche Bauzeitung 47 (1913), s. 385–389 u s. 462–466. [5] Dr.-Ing. Persona M.: Gutachten über den technischen Zustand des Tragwerks die Jahrhunderthalle in Breslau. Breslau 2007 [6] Oficiální internetové stránky Haly století: http://www.halaludowa. wroc.pl, 15. 03. 2010 [7] Oficiální internetové stránky UNESCO: http://whc.unesco.org/, 15. 03. 2010

nice a veškerá ne opravitelná místa o ploše větší než 200 mm2. Menší trhliny a prohlubně, které neměly vliv na nosnost dřevěných prvků, byly vytmeleny speciální sanační hmotou. Po impregnaci následovalo tónování opravených míst dřevěných prvků pomocí základového nátěru, aby zůstala zachována jednotná barva povrchu. V dalším kroku byl na okenní díly nastříkán hnědý lazurový lak, který zdůraznil přirozenou strukturu dřeva. Celkem byla restaurována okenní plocha o velikosti 2 420 m2, přičemž bylo spotřebováno téměř 30 m3 dřeva iroko.

lo určit jen díky šťastnému nálezu dochovaného originálního vzorku. Tento vzorek pocházel ze soukromé sbírky posledního ředitele sklárny v Pirně, jež byla po sjednocení Německa uzavřena a zbourána. Pro zasklení oken bylo použito 4 mm silné, tvrzené, okrově zbarvené ornamentální sklo (obr. 14). Každé z 11 328 skel muselo být vzhledem k rozdílným rozměrům daným rozmístěním okenních příčel individuálně přiříznuto. Po zasklení a montáži opraveného kování byla okna přepravena zpět na stavbu a pomocí betonových kotev zabudována do příslušných otvorů.

Tajemství „žluti 21“ V roce 1912 dodala sklárna v městě Pirna nedopatřením okenní skla s tmavším odstínem, než bylo objednáno. Vzhledem k napjatému časovému harmonogramu byla tedy okna Haly století vyrobena z chybně dodaného skla. Město Wroclaw zahájilo proti sklárně soudní řízení, které trvalo několik let a při němž nebyl kvůli vypuknutí války nikdy vynesen žádný rozsudek. V souvislosti s obléháním Wroclawi v roce 1945 byla většina barevných okenních skel zničena a po II. světové válce nahrazena novými transparentními skly, která z větší části přečkala až do doby sanace haly. Současné sklo bylo zvoleno na základě zkušebního vzorku „žluť 21“, převzatého ze soudního spisu, které si Max Berg původně objednal. Přesný barevný odstín a texturu se podaři-

Z ÁV Ě R – Z V L Á Š T N Í P O Ž A D AV K Y NA PRŮBĚH PRACÍ

Dnes se v Hale století pravidelně konají nejrůznější koncerty, sportovní utkání, výstavy a veletrhy. Dle podmínek stanovených ve smlouvě probíhaly veškeré sanační práce za běžného provozu haly a rovněž během konání masových akcí, pořádaných jak uvnitř haly, tak i v přiléhajícím areálu. V průběhu rekonstrukce se v Hale století pořádaly i přední sportovní akce, jako třeba mistrovství Evropy v basketbalu a volejbalu nebo klasifikační zápasy mistrovství Evropy v házené. Všechny náročné požadavky se podařilo splnit díky vypracování podrobného harmonogramu stavebních prací, odpovídajícímu zařízení staveniště a přesné koordinaci jednotlivých stavebních činností.


❚

3/2011


❚


15

Díky odborné způsobilosti a ochotě ke spolupráci na straně jedné a nasazení všech, kteří se na realizaci podíleli, na straně druhé se podařilo „Halu století“ Maxe Berga včas a v souladu se smlouvou obnovit v původním i nové době odpovídajícím zlatavě žlutém lesku (obr. 15).

APP Wroclaw, panu Prof. Janu Biliszczukovi

Na tomto místě by autoři chtěli poděkovat všem,

Článek byl poprvé uveřejněn v časopise

kteří se projektu zúčastnili, za kvalitní spolupráci.

Beton- und Stahlbetonbau 105 (2010), Heft. 11.

Zvláštní poděkování patří zadavateli, společnosti

Redakce děkuje autorům a redakci časopisu

Wroclawskie Przedsiebiorstwo Hala Ludowa, Sp.

za laskavý souhlas s českým přetiskem.

a panu Dr. Jerzy Onysykovi z firmy Mosty-

Dipl.-Ing. Hannes Sebastian Huber e-mail: [email protected]

Wroclaw za jejich cenné nasazení a technickou podporu v souvislosti s realizací projektu.

Patryk Filipczak

Závěrem autoři děkují wroclawskému Úřadu


památkové péče za poskytnuté informace a podněty týkající se ochrany památek.

oba: ALPINE Bau GmbH Internationaler Ingenieurbau Oberlaaer Straße 276, 1239 Wien

spolupráci. Poděkování dále patří panu

Fotografie: 9, 11, 13 a 15 Maciej Mikolajonek,

Dr. Leszkovi Konarzewskému z firmy

10 Ryszard Lubowicz, 14 Robert Lewandowski

❚

Dipl.-Ing (FH) Maciej Mikołajonek ALPINE Bau Sp. z .o. o. Katowicka 51, Myslowice 41-400

z o .o., za projevenou důvěru a bezproblémovou

3/2011

Rakousko


Polsko e-mail: [email protected]

23


❚

PROMĚNA SÝPKY V CHRÁM REKLAMY A UMĚNÍ ❚ CHANGE OF A GRANARY INTO A TEMPLE OF PROMOTION AND ART


1

František Chrástek, Markéta Švehlíková, David Prudík Článek popisuje rekonstrukci a přestavbu bývalé sýpky v Uherském Brodě z konce devatenáctého století na moderní firemní sídlo. Původní cihelné zdivo, betonová vestavba ze začátku druhé poloviny minulého století dodávající interiéru historického zemědělského objektu industriální ráz, dřevěné konstrukce krovu, tři nová železobetonová schodiště, požární pozinkované schodiště, plechové dveře, zářivková svítidla, tovární „želvy“ a lité epoxidové podlahy – zdánlivě nesourodé prvky společně tvoří elegantní celek.

to případě dvě konkrétní rodiny). Při kolektivizaci zemědělství v padesátých letech minulého století byla sýpka zestátněna. V šedesátých letech prošla rekonstrukcí, při níž byla vnitřní dřevěná nosná konstrukce nahrazena betonovou, kvůli zvýšení únosnosti jednotlivých pater. Až do konce komunistické éry stavba sloužila jako skladiště nejrůznějšího materiálu a nezadržitelně se na ní podepisoval zub času. Po roce 1989 ji zdevastovanou získali nazpět v restituci potomci rolníků.

❚ This article describes reconstruction and rebuilding

of a former granary in Uherský Brod coming from the late 19 century

ZÁCHRANA OBJEKTU

into a modern residence of a firm. The original brickwork, concrete

Novodobá historie Kounicovy sýpky se začala psát až v novém tisíciletí. V roce 2001 ji od restituentů koupilo Q studio. „Bydlel jsem v sousedství. Stav té budovy, která neodmyslitelně patří k historii Uherského Brodu, mi dělal starost. Současně jsem hledal nové větší a vhodnější prostory pro svoji firmu. Proto jsem se rozhodl budovu zachránit“, vysvětluje František Chrástek, investor, umělecký fotograf a jednatel studia. V tom okamžiku ještě neměl zcela jasnou představu o tom, jak přesně bude nakonec budova využita, ani jak vyřeší otázku financování rekonstrukce. Že nebude stačit jen „vyměnit jmenovku na zvonku“ bylo jasné hned při první obhlídce objektu. Zchátralou střechou sem zatékalo, krovy byly prohnilé a celá budova byla značně vlhká. Půdorys třípodlažní budovy přitom činí 520 m2 a celkový obestavěný prostor 5 300 m3. Rekonstrukce nakonec probíhala dvoufázově. První část oprav se uskutečnila v letech 2001 až 2003, další započala až v září 2009 za podpory Evropského fondu pro regionální rozvoj. Definitivní podobu budova dostala v červnu 2010.

building-in from the mid 20 century adding industrial character to this historical farming construction, timber truss, three new reinforced concrete staircases, fire escape zinc-coated staircase, metal doors, fluorescent lamps, factory “turtles“ and cast epoxy floors – seemingly disparate elements – together make an elegant whole.

Možná jen nejstarší obyvatelé Uherského Brodu si pamatují, jakému účelu původně sloužil objekt ve svahu nad městským koupalištěm. Spousta Broďanů jej totiž až donedávna považovala za „pozůstatek komunistické éry“. Málokoho by napadlo, že rozlehlá a notně oprýskaná budova je úzce spjata s hraběcím rodem Kouniců. Teprve v uplynuvším desetiletí a hlavně pak v posledních dvou letech se lidé osmnáctitisícového města na východě Moravy stali svědky zajímavé proměny chátrající historické památky v moderní firemní sídlo. Zázemí zde našla komunikační agentura Q studio (člen Asociace reklamních agentur a marketingové komunikace, na českém trhu marketingu a reklamy se pohybuje od roku 1991). V budově najdete fotografický ateliér, grafické oddělení, obchodní oddělení, půdní prostory sloužící jako dílny a sklady a v přízemí uměleckou galerii pro veřejnost. H I S T O R I E S TAV B Y

Budovu nechal postavit roku 1862 hrabě Albrecht Vincenc Kounic. Kounicové patřili mezi nejváženější a nejstarší domácí šlechtické rody. Albrecht byl prvorozeným synem proslulé české vlastenky a mecenášky Eleonory, hraběnky z Kounic. Po smrti svého otce převzal panství Kouniců z české i moravské větve a jedním z rodových sídel bylo i město Uherský Brod. Rozlehlá stavba sloužila jako sklad obilí. Není bez zajímavosti, že v jejím těsném sousedství se nacházelo pět studní, které byly hlavním zdrojem vody pro zásobování městské kašny. Voda jedné z nich je využívána v objektu jako užitková dodnes. Sýpka sloužila svému původnímu účelu dlouhých sto let. Kounicové ji vlastnili do roku 1924, kdy jim byla pozemkovou reformou odebrána. Převzalo ji družstvo rolníků (v tom24

ZMĚNY A POSTUPY

„V první fázi rekonstrukce jsem už dost dobře věděl, co chci udělat, a jak to udělat. Oslovil jsem proto přímo projekční kancelář, která zpracovala projekt pro stavební řízení. Nejprve bylo třeba vyměnit krovy, krytinu a odizolovat střechu, pak budovu očistit od různých nánosů doby, od přístaveb a vestaveb, ošetřit betonové i dřevěné konstrukce, vysušit zdivo (obvodové zdi dosahovaly až 37 % vlhkosti, voda z nich doslova tekla) a vybudovat inženýrské sítě“. Systém stavby se skládá ze svislé obvodové konstrukce původního obvodového zdiva, které je cihelné, místy smíšené (kámen, cihla). Vnitřní svislé konstrukce, které nahradily původní dřevěné, jsou železobetonové a podepírají podélný železobetonový průvlak s náběhy. Vodorovné stropní konstrukce nad prvním a druhým nadzemním podlažím tvoří železobetonový trámový strop s výškou 3,5 m. Srdcem agentury je fotoateliér, a pro ten bylo zapotřebí zvednout strop kvůli světlu minimálně do výšky 5 m.


❚

3/2011


2a

❚


2b

2c Obr. 1 Historická fotografie budovy sýpky z 30. let dvacátého století ❚ Fig. 1 Historic photo of the granary construction from the 1930‘s Obr. 2 Pohled na sýpku v čase, a) původní stav, b) v průběhu rekonstrukce, c) současný stav ❚ Fig. 2 View of the granary with time, a) original condition, b) during the reconstruction, c) current state Obr. 3 Půdorysy objektu, a) 1. NP, b) 2. NP, c) podkroví ❚ Fig. 3 Ground plans of the construction, a) 1 above-the-ground storey, b) 2 above-the-ground storey, c) attic Obr. 4 Stav železobetonových průvlaků v podkroví před rekonstrukcí ❚ Fig. 4 Condition of reinforced concrete beams in the attic prior to the reconstruction Fig. 5 Při bourání bylo odstraněno cca 100 m3 železobetonové konstrukce trámového stropu a podélných průvlaků a sloupů ❚ Fig. 5 In the demolition, around 100 m3 reinforced concrete structure of the slab and girder ceiling and longitudinal girders and pillars were removed Obr. 6 Betonáž podlahy v 1. NP – budoucí fotoateliér ❚ Fig. 6 Concreting of the floor on the 1 above-the-ground storey

3a

3b

3c

4

3/2011

❚

5


6

25


❚


Rozsah stavebních úprav se týkal odstranění zhruba 100 m3 železobetonové konstrukce trámového stropu a podélných průvlaků a sloupů. V jedné polovině budovy tak zůstaly staré betonové sloupy, ve druhé je nový strop opět železobetonové konstrukce. Světlá výška fotoateliéru se zvětšila na 5,2 m. I tak nad ním ještě zbyl dostatek místa pro další prostory, které dnes využívá např. obchodní oddělení. Odstraněním části stropu se také podařilo vyřešit umístění schodiště ze vstupní haly do prvního patra. Betonové části budovy bylo nutno zbavit nánosů omítky a maleb metodou otryskávání povrchu. Byla použita forma pískování, která se zde jevila jako nejvhodnější. Nánosy prachu byly odstraněny omytím betonových povrchů vodou. Na poslední část fixace povrchu byl použit materiál Porosil EHV, který se používá k povrchové konsolidaci a hydrofobizaci porézních i neporézních materiálů v interiérech pozemních staveb, především památkových objektů. Protože přibývalo zásahů do původního projektu z roku 2001 a v samotném procesu stavby byly vyvolávány další a další změny, přizval František Chrástek přece jen raději na pomoc architekta. Z Á S A H A R C H I T E K TA

7

8a

26

Ačkoliv architekti všeobecně jen velmi neradi vstupují do rozjetých projektů, architekt David Prudík tak učinil. „Známe se z dřívějška, situaci jsem mu vysvětlil a požádal jej o pomoc. Nezpracovával pro mne nový projekt, ale řešili jsme společně vedle koncepce i mnoho dílčích problémů a detailů. Chtěl jsem zachovat a ještě více podpořit industriální charakter budovy, přiznat původní konstrukci, tedy betonové nosníky, režné zdivo, či elektrické osvětlení rovněž s industriálním charakterem, v několika dílčích řešeních jsem se ale nakonec přizpůsobil jeho názoru“, přiznává František Chrástek. Architekt Prudík navrhl novou koncepci dispozice budovy, změnil např. umístění schodiště, čímž dostala vnitřní komunikace svoji logiku. V prostoru galerie, která je součástí objektu, doporučil vybourání stávajících okenních parapetů až k podlaze, čímž vzniklo propojení s exteriérem. Přišel s řadou kreativních řešení, např. barevného charakteru sociálních místností, proskleného zádveří, únikového schodiště ad. „Také mi zakázal umístit do ateliéru některé ar-

8b


❚

3/2011

SANACE A REKONSTRUKCE 9

❚

10

11

Obr. 7 Propojení s exteriérem bylo dosaženo vybouráním stávajících parapetů, v pravé části základní kámen odkazující na osobnost hraběte Albrechta Vincence Kounice, který nechal sýpku postavit ❚ Fig. 7 Connection with the exterior was achieved by pulling down of the existing window sills; cornerstone referring to count Albrecht Vincenc Kounic, who had the granary erected, on the right Obr. 8a, b Vstupní hala s vestavěným železobetonovým schodištěm ❚ Fig. 8 a, b Entrance hall with a built-in staircase made of reinforced concrete Obr. 9 storey

Ateliér v 1. NP

❚

Fig. 9

Studio on the 1 above-the-ground

Obr. 10 Prostory galerie v 1. NP ❚ on the 1 above-the-ground storey

Fig. 10


Art gallery

Obr. 11 Prostor nad železobetonovým schodištěm v 2. NP Fig. 11 Space above the reinforced concrete staircase on the 2 above-the-ground storey Obr. 12 Grafické a DTP studio v 2. NP ❚ Fig. 12 and DTP studio on the 2 above-the-ground storey

❚

Graphics

tefakty, torza bývalého strojního vybavení sýpky a navrhl jejich využití v exteriéru“, usmívá se František Chrástek. Zmiňovaný fotoateliér s rozlohou zhruba 400 m2 dnes patří k největším v Česku. Výhodou jsou velké skladové prostory i snadno přístupná nájezdová rampa. Chloubou je nová Q-galerie ve vstupním vestibulu, kde se budou pořádat pravidelné výstavy zajímavých a respektovaných výtvarníků a fotografů. V dubnu 2011 se v galerii již ko-

nala první vernisáž – fotografie s industriální tématikou zde vystavuje profesor Jindřich Štreit, kterého zanedlouho vystřídá sochař Ivan Theimer. S rekonstrukcí i s výsledným kreativním řešením celého prostoru je František Chrástek naprosto spokojen. „Stavební firma Navláčil i architekt Dušan Prudík odvedli dobrou práci. Naše návrhy a názory byly splněny beze zbytku. Příjemně mě překvapila i energetická bilance stavby – i když zima nebyla právě mírná, náklady na vytápění se tu pohybují na úrovni většího rodinného domu“, dodává na závěr. S L O V O A R C H I T E K TA

Historická sýpka z 19. století byla v šedesátých letech 20. století upravena vestavbou monolitického železobetonového skeletu na skladovací prostory. Betonová vestavba dodává interiéru zemědělského objektu industriální ráz. Ten jsme se rozhodli, vzhledem k nové funkční náplni objektu, podpořit. Do historických konstrukcí jsme zasahovali minimálně. Nové, provozně nutné, zásahy byly realizovány systémem viditelně odlišených přístaveb či vestaveb. Konstrukce i detaily nových prvků jsou podřízeny industriálnímu konceptu. Vstupní fasáda získala vertikalitu úzkým výkladcem vybouraným po původní záklenek v obvodové zdi. Pro nový hlavní vstup jsme vybrali jedno z původních okének v průčelí, jemuž jsme ubourali parapet. Před něj jsme předsadili jednoduchou prosklenou „krabici“ zádveří, jež je zároveň i firem-

12

3/2011

❚


27


❚

R E H A B I L I TAT I O N A N D R E C O N S T R U C T I O N 13a

Obr. 13 Podkroví, a) obchodní oddělení, b) sociální zázemí Fig. 13 Attic, a) trade section, b) social facilities

❚

ním poutačem. Přístup do prostor nad fotoateliérem zajišťuje jednoduché pozinkované požární schodiště s terasou, které je přisazeno k zadní fasádě. Systém vnitřní vertikální komunikace je řešen vestavěním tří železobetonových schodišť. V prostoru vstupu a fotoateliéru jsme odstranili železobetonové stropy. Původní cihelné zdivo je v místech, kde to bylo možné, očištěno a naimpregnováno. Stejně tak jsou ošetřeny betonové konstrukce, původně přelíčené vápnem. Průmyslový charakter je podpořen osazením plechových dveří do typových ocelových zárubní, zářivkovými svítidly, továrními „želvami“, litými epoxidovými podlahami, nátěry stěn sociálních zařízení i barevností fasády. Podíl investora na zdařilém výsledku byl nadstandardní.

13b

ho šlechtice a člena české Společnosti vlasteneckých přátel umění, který nechal sýpku roku 1862 postavit. Q studio se snaží navázat na jeho kulturní odkaz. Chce, aby se nová sýpka stala součástí kulturního života v Uherském Brodě. Prostorem, který spojuje reklamu s uměním. Autoři Spolupráce Projekt Dodavatel Obestavěný prostor Realizace

Ing. arch. David Prudík, MgA. František Chrástek Romana Štrynclová, Bc. Hana Kováčová, MgA. Lucie Chrástková Ing. Miroslav Sekanina Navláčil stavební firma, s. r. o. 5 300 m3 2010 MgA. František Chrástek Q studio s. r. o. U Plovárny 2370, 688 01 Uherský Brod tel.: 572 635 555, mob.: 602 510 127

CHRÁM REKLAMY A UMĚNÍ…

e-mail: [email protected], www.q-studio.cz

Sto padesát let staré zdi dostaly novou tvář, náplň a život a město Uherský Brod novou architektonicky zdařilou stavbu a galerii. Obnažené původní cihly na vnitřních stěnách vstupního sálu poukazují na historickou hodnotu budovy, stejně jako do zdi zasazený základní kámen. Nápis na něm odkazuje k osobnosti hraběte Albrechta Vincence Kounice, osvícené-

Markéta Švehlíková novinářka, Uherský Brod Ing. arch. David Prudík Spojovací 2, 616 00 Brno tel.: 777 271 749, e-mail: [email protected]

BETON A ARCHITEKTURA V pondělí 23. května t.r. byly ve výstavní síni Fakulty architektury VUT v Brně vyhlášeny výsledky studentské architektonické soutěže „Beton a architektura“ (vyhlašovatelé soutěže: Fakulta architektury VUT v Brně, Svaz výrobců cementu ČR a Výzkumný ústav maltovin Praha, s. r. o.). Předmětem soutěže bylo zpracování soutěžního návrhu, v němž měl být v podstatné míře jako konstrukční materiál použit beton. Účelem a posláním soutěže bylo nalézt nejvhodnější koncepci komplexního architektonického řešení objektu bez udání typologické kategorie. Cílem soutěže bylo představit beton jako vhodný materiál, který je možno použít v navrhování současných architektonických objektů. Soutěže se zúčastnili studenti bakalářského, magisterského a prezenčního doktorského studijního programu. Porota se rozhodla udělit: • 1. cenu Bc. Táně Sojákové za návrh objektu městské samosprávy, který vhodně reaguje na okolní zástavbu tvořenou směsicí historických a moderních objektů. Beton se stal v návrhu sym-

28

bolem jednoduchosti, pravdivosti a šetrnosti, se kterou by obce měly být spravovány. • 2. cenu Bc. Jiřímu Richterovi za návrh kapličky vycházející z konstrukčních a výrazově estetických možností litého betonu. Kladně byla hodnocena univerzálnost urbanistického začlenění a poměrně snadná realizovatelnost objektu při nízkých nákladech. • 3. cenu Andreji Turčanovi za návrh studentského bydlení, který jednoduchou formou vhodně doplňuje stávající historickou zástavbu. Použitý malorozponový monolitický železobetonový konstrukční stěnový systém dal možnost co nejvíce otevřít uliční fasádu. • odměnu Bc. Kateřině Dvořákové a Bc Dagmar Vašákové za jejich společný návrh bytových domů umístěných na břehu řeky. Projekt navrhoval betonový monolitický skelet odolný proti vodě kombinovaný s výplňovým obvodovým zdivem. Podrobnější informace o vystavených projektech budou publikovány v 5. čísle časopisu


❚

3/2011


❚


21. SYMPOZIUM SANACE 2011 Ve dnech 19. až 20. května 2011 se uskutečnil již 21. ročník sympozia Sanace 2011, které pořádá Sdružení pro sanace betonových konstrukcí a které již tradičně probíhalo v Rotundě pavilonu „A“ na Brněnském výstavišti. Součástí sympozia byla také doprovodná výstava v předsálí Rotundy. Slavnostní zahájení se konalo v předvečer sympozia v Moravské galerii v Brně, v barokním sále Místodržitelského paláce. Úvodní projev přednesl náměstek primátora města Brno pan Oliver Pospíšil. Poté byla předána ocenění v oboru sanace betonových konstrukcí. Titulem Významná osobnost v oboru sanace betonových konstrukcí byl oceněn Ing. Pavel Lebr. Ocenění Sanační dílo roku 2010 získaly společnosti TOP CON SERVIS s. r. o. za projekt (v subdodávce generálního projektanta ARTECH spol. s r. o.) a SMP CZ, a. s., za realizaci stavby Most ev. č. 22535-2 Zálužice (více v článku na str. 10 až 14, pozn. redakce). Ocenění Sanační materiál roku 2010 získala společnost Redrock Construction, s. r. o., za sanační systém těsnění betonových konstrukcí Krystol T1. V soutěži o úspěšně zpracovanou diplomovou práci v oboru sanací betonu byla oceněna diplomová práce Ing. Dominika Suzy z Fakulty sta-

vební VUT v Brně, Ústavu betonových a zděných konstrukcí, na téma Rekonstrukce mostu z tyčových prefabrikátů. V druhé části slavnostního večera vystoupil M. Nostitz Quartet a Michaela Koudelková. V úvodu sympozia zazněly vyzvané přednášky Ing. Pavla Švagra, CSc., na téma Dostupnost dopravní infrastruktury ČR v kontextu připravované Superstrategie a Ing. Michala Štefla na téma Zkušenosti z budování a údržby dopravní infrastruktury v době recese. Následoval odborný program rozdělený do šesti bloků: Vady a poruchy betonových konstrukcí, kvalita a trvanlivost sanací; Technické, ekonomické, legislativní a ekologické aspekty sanací betonových konstrukcí; Pokročilé materiály a technologie pro sanace betonu; Stavební průzkum, diagnostika, projektování, monitoring; Sanace a zesilování betonových konstrukcí – metody – technologické postupy – příklady a Statická spolehlivost objektů a aplikace principů trvale udržitelného rozvoje. Sympozium poskytlo prostor pro předvedení úspěšných realizací, výměnu zkušeností a předávání nových vědomostí. Také je to vždy příležitost setkat se s odborníky z oboru a diskutovat své názory.

RSTAB

RFEM

my progra e š a n ušejte ence Vyzko ení lic č j ů p a tné z Bezpla

RSTAB 7 Program pro výpočet prutových konstrukcí

RFEM Program pro výpočet prostorových konstrukcí metodou konečných prvků

1

Podpora nových evropských norem Různé národní přílohy Cena programu již od 33 450 Kč Česká verze včetně manuálů

Bezplatná B ezpllattná á st studentská tudent d tská ká verze Demoverze zdarma ke stažení Obr. 1 Slavnostní zahajovací večer v barokním sále Místodržitelského paláce v Brně – Prezident SSBK Ing. Zdeněk Jeřábek při uvítacím proslovu Obr. 2 Ing. Pavel Lebr při přejímání ocenění Významná osobnost roku 2010

2

3/2011

❚


www.dlubal.cz Ing. Software Dlubal s.r.o. Anglická 28, 120 00 Praha 2 Tel.: +420 221 590 196 Fax: +420 222 519 218 www.dlubal.cz [email protected]

Inzerce 71.7x259 spad CZ (Beton)_02.indd 1

29

23.3.2011


❚


POHLEDOVÉ BETONY A MOŽNOSTI JEJICH SANACE ❚ ARCHITECTURAL CONCRETES AND THE POSSIBILITIES FOR THEIR RESTORATION Jiří Dohnálek, Milan Jurák Pohledový beton je vystaven působení vnějších klimatických podmínek a dochází k jeho funkčnímu i vzhledovému chátrání. V článku je popsáno celkové hodnocení staršího betonového objektu, zhotoveného z pohledového betonu a provedení jeho sanace. ❚ The architectural concrete is exposed to outdoor weather conditions and it leads to its functional and visual deterioration. The article describes comprehensive assessment of the older concrete building, made from architectural concrete and the implementation of its rehabilitation.

Pohledový beton je svébytnou kategorií betonu, jehož užití má stále narůstající tendenci. Z jeho názvu je zřejmé, že se jedná o beton nezakrytý jakoukoliv povrchovou úpravou, tedy beton, jehož povrch je bezprostředně vizuálně přístupný svému okolí. Současně lze z názvu vytušit i jistá očekávání týkající se vzhledu takovéhoto betonu. Mělo by se nepochybně jednat o beton, jehož povrch bude svou kvalitou a vzhledem úměrný kvalitě okolních konstrukčních prvků i celkovému významu objektu. Vzhledem k tomu, „vzhled“ je estetickou kategorií, je mimořádně obtížné pohledový beton exaktně definovat. Proto vznikly počátkem minulého desetiletí v Německu a Rakousku směrnice, které se snažily definovat základní parametry pohledového betonu, které by umožnily jak zadavatelům (investorům, architektům), tak i zhotovitelům alespoň minimální orientaci v požadavcích na vzhled pohledového betonu i na ty faktory, které tento vzhled nejpodstatnějším způsobem ovlivňují. Tabulky z těchto směrnic obsahují tato kritéria: • struktura povrchu, • pórovitost povrchu, • barevnost, • pracovní spáry, • rovinnost. Kromě toho jsou v těchto směrnicích a v nich obsažených tabulkách formulovány doplňující požadavky na: • zkušební plochy, • kvalitu – třídu bednění, • separační prostředky. V roce 2009 byla kompilací obou zahraničních předpisů a jejich doplněním 30

formulována tuzemská technická pravidla ČBS 03 „Pohledový beton“, která rozlišují pět stupňů pohledového betonu, a to: • PB 0 betonové plochy bez zvláštních architektonických nebo technických požadavků, • PB 1 betonové plochy s nízkými požadavky, např. stěny garáží, sklepů, opěrné zdi, • PB 2 pohledové betony s vyššími požadavky např. běžné dopravní stavby, běžné budovy v prostředí stupně XF2, XF3, XF4, • PB 3 pohledové betony s velmi vysokými požadavky, • PBS (zvláštní třída) architektonicky exponované plochy zvláštního významu, např. reprezentativní stavby. Každé z uvedených kategorií jsou přiřazeny požadavky na strukturu, pórovitost, vyrovnanou barevnost a pracovní spáry. Z větší části jsou však tyto požadavky opět formulovány pouze slovně a interpretace jednotlivých formulací může být velmi rozdílná. Definovatelným a měřitelným kritériem je pouze pórovitost a rovinnost povrchu. Zahraniční ani tuzemské směrnice neřeší však tak podstatnou otázku, jakou je případný výskyt trhlin v pohledovém betonu. I když ČSN EN 1992-1-1 (Eurokód 2) vznik trhlin v železobetonových konstrukcích považuje za přirozený a akceptovatelný, není definováno jaké trhliny, či trhliny jaké šířky jsou estetickým defektem. Dalším velmi podstatným aspektem, který tyto směrnice pomíjí, jsou aspekty trvanlivosti pohledového betonu. Pohledový beton je obvykle prezentován ať již v pozitivním či negativním směru převážně po dokončení objektu, jen výjimečně však existuje dokumentace, jakým způsobem se na vzhledu objektu provedeného z pohledového betonu uplatňuje faktor času. Uvedené směrnice tyto otázky neřeší. Je přitom zřejmé, že velmi podstatnými parametry z hlediska stability vzhledu železobetonové konstrukce jsou nepochybně: • tloušťka krycí vrstvy betonu nad výztuží, • mrazuvzdornost betonu, • odolnost povrchu betonu vůči vyluhujícím účinkům dešťové vody.

Z těchto faktorů pak vyplývá i průběžně se zhoršující čistitelnost betonového povrchu, resp. jeho náchylnost ke špinění, zvláště v městském prostředí, a to ať již polétavým prachem či zplodinami výfukových plynů, zejména z naftových motorů. Na starších betonových fasádách z pohledového betonu můžeme vidět projevy všech těchto naznačených mechanizmů. V oblastech s nižší tloušťkou krycí vrstvy betonu nad výztuží se bodově projevují rezavé skvrny, případně přímo odpadávající krycí vrstva. Dešťová voda zvláště v oblasti trhlin a nevhodně řešených detailů může vytvářet na povrchu světlé uhličitanové mapy či intenzivní výluhy. Všechny tyto aspekty naznačují, že betonový povrch není v exteriéru intaktní a je nezbytné počítat s jeho údržbou a v delším časovém odstupu i s jeho sanací. Pouze v interiéru může pohledový beton působit relativně dlouhou dobu bez požadavků na údržbu a opravy. SANACE POHLEDOVÉHO BETONU OBECNĚ

Sanace pohledového betonu je mimořádně obtížnou technologickou operací často s nejistým výsledkem. Opět je primárně vnímána především jako technologická operace, prováděná na počátku života objektu, kdy po odbednění nebo dokončení stavby je nezbytné eliminovat lokální odchylky, místní znečištění či jiné imperfekce. Prakticky chybí informace či zkušenosti o tom, jak postupovat v případě starších objektů, které po funkční stránce jsou nadále plně akceptovatelné, přesto je však jejich vzhled v důsledku výše naznačených mechanizmů již neakceptovatelný. Ve skromné zahraniční literatuře, zaměřené na tuto problematiku, se uvádí tyto typy renovačních postupů: • mytí, • kartáčování, • broušení, • pískování, • chemická preparace, • stěrkování, • výměna betonu. Zmíněné mytí a kartáčování je pou-


❚

3/2011


1a Obr. 1a, b Obřadní síň Svitavy – původní stav ❚ Fig. 1 Ceremonial Hall in the town Svitavy – its original state Obr. 2a, b Původní stav opěrných stěn ❚ Fig. 2 The original state of retaining walls

žitelné při běžné údržbě rovnoměrně znečištěného betonu vnějšími úsadami. Je však obtížně použitelné jako nástroj eliminace větších strukturních či barevných odchylek. Naopak broušení a pískování odstraní povrchové cementové mléko (cementový tmel) a je tedy schopno eliminovat výrazné povrchové znečištění, strukturní odchylky, zároveň však tyto zásahy podstatným způsobem mění strukturu povrchu a lze je tedy provádět prakticky pouze jako celoplošné. Často jsou do této kategorie řazeny i „kamenické“ úpravy pohledového betonu, tedy např. tzv. pemrlování. Specifickým a většinou obtížně použitelným postupem i s ohledem na ochranu životního prostředí je chemická preparace povrchu. Slabé kyseliny mohou snadno odstranit zejména uhličitanové výluhy či tenké povrchové úsady, současně však zasáhnou i cementový tmel a změní, byť nepatr2a

3/2011

❚

❚


1b

ně jeho strukturu. To se okamžitě výrazně projeví na vzhledu zejména větších ploch, takže lze sice úspěšně eliminovat oblasti světlejší či tmavší, současně však vzniknou na povrchu co do charakteru jiné odchylky, které budou vzhledově opět působit rušivě. Jistou rezignaci pak obsahuje postup spočívající v povrchovém nátěru pohledového betonu či jeho lokálním nebo plošném stěrkování. Zde již je povrch pohledového betonu překryt byť relativně tenkým nátěrem či jemnozrnnou cementopolymerní stěrkou. Zejména u starších, korozně výrazněji poškozených objektů, se však může jednat o jediný postup, který je schopen prodloužit životnost objektu při zachování jeho akceptovatelného vzhledu. Finální variantou je pak odstranění pohledového betonu a jeho opakované provedení, tedy náhrada původního pohledového betonu pohledovým betonem novým s lepšími vzhledovými vlastnostmi. V dalším textu je uveden konkrétní příklad staršího železobetonového objektu z pohledového betonu, jehož sanace byla zcela nezbytná. Současně

s ohledem na charakter poškození nebylo možné povrch pouze vyčistit či revitalizovat pouhým opískováním. SANACE ŽELEZOBETONOVÉHO OBJEKTU OBŘADNÍ SÍNĚ V E S V I TAVÁ C H

Předmětem posouzení a následné sanace byl půdorysně i objemově členitý objekt obřadní síně ve Svitavách, který je součástí areálu místního hřbitova. Byl zbudován v polovině 70. let minulého století a jeho charakteristickým výrazovým architektonickým prvkem jsou bohatě členěné fasády z pohledového betonu. Kromě pohledového betonu jsou povrchové úpravy tvořeny zejména v soklových oblastech i hnědými keramickými pásky. Stav objektu po přibližně třiceti pěti letech je patrný z obr. 1 až 3. Provozovateli bylo zřejmé, že přes stálou funkčnost objektu je nezbytné zastavit chátrání fasády, a to ještě v okamžiku, kdy nedošlo k jejímu celoobjemovému rozpadu. Základním předpokladem pro návrh sanace bylo provedení stavebně technického průzkumu, jehož cílem bylo identifikovat:

2b


31


❚


3a

• kvalitu betonu a jeho strukturu, • mrazuvzdornost betonu, • korozní stav výztuže, • rozsah povrchových vad.

Zkoušky měly relativně omezený rozsah, přesto umožnily poměrně přesně zodpovědět uvedené otázky. Byly odebrány tři jádrové vývrty o průměru 50 mm, které byly využity jak k posouzení struktury betonu, tak stanovení pevnosti v tlaku (obr. 4). Na zbytcích těchto jádrových vývrtů byly pak provedeny orientační testy mrazuvzdornosti betonu podle ČSN 73 1326. Dále byla na omezeném počtu míst stanovena tloušťka zkarbonatované vrstvy a pomocí magnetického indikátoru výztuže tloušťka krycí vrstvy betonu nad výztuží. Porovnáním obou parametrů byla získána informace o korozním stavu výztuže v těchto oblastech, kde dosud nedošlo k oddělení krycích vrstev. Na třech místech pak byla stanovena odtrhovými zkouškami i pevnost povrchových vrstev betonu v tahu, která má podstatný vliv na možnost sanace povrchových oblastí. Z provedených zkoušek vyplynulo: • Pro zhotovení pohledových betonů byl použit velmi jemnozrnný „pískový“ beton s převažující frakcí 0/8 mm (obr. 5). • Použitý beton má akceptovatelnou kvalitu a lze ho zařadit do aktuální třídy C20/25. • Provedený beton je zcela nemrazuvzdorný. Při testech podle ČSN 73 1326 došlo prakticky k totálnímu rozpadu testovaných těles. • Tahová pevnost povrchových vrstev na třech zkušebních místech byla 1,32; 1,60 a 1,51 MPa. Průměrná hodnota tahové pevnosti byla 1,48 MPa. Uvážíme-li, že přepočet tahové pevnosti na tlakovou u betonu nižší 32

3b

a střední kvality lze provést přepočítacím poměrem 1:10 až 1:15 je zřejmé, že pevnost betonu v tlaku povrchových vrstev se pohybuje na úrovni 15 až 22 MPa. To je hodnota, která uspokojivě koreluje se zatříděním betonu na základě stanovené válcové pevnosti v tlaku. Současně výsledky naznačují, že povrchové vrstvy jsou degradovány, a to jak dlouhodobým působením vyluhujících účinků dešťové vody, tak mrazovými cykly. Přesto lze zjištěné tahové pevnosti charakterizovat jako akceptovatelné, umožňující přikotvení případných reprofilačních vrstev adhezí. • Provedený beton je po více než třiceti letech expozice ve venkovním prostředí mimořádně silně zkarbonatován (průměrná tloušťka karbonatovaných vrstev 65,3 mm!) a veškerá výztuž v něm uložená se nachází v oblasti se sníženou alkalitou, tedy v oblasti, kde alkalita betonu nemůže tuto výztuž chránit před rozběhem elektrochemické koroze. Z uvedených skutečností je zřejmé, že degradace betonu je odvislá přede-

Obr. 3a, b Původní stav venkovního vybavení ❚ Fig. 3a, b The original state of outdoor equipment

vším od jeho kontaktu s vodou. Voda indukuje jak mrazové poruchy, tak vyluhování povrchových oblastí, tak i rozběh elektrochemické koroze na výztuži. To ilustruje i stav pohledových betonů ve vnitřních prostorách, které jsou z hlediska povrchové degradace vyhovující. Ze závěru stavebně technického průzkumu tedy zejména vyplývá, že jedinou možností, jak prodloužit životnost fasády objektu, je v maximální možné míře eliminovat vstup vody do povrchových oblastí. Z průzkumu jednoznačně vyplynulo, že pouhou revitalizací, tj. např. omytím, kartáčováním či transparentními penetracemi by nebylo možné fasádu na delší dobu stabilizovat. V úvahu te-

4

Obr. 4 Jádrové vývrty z pohledových betonů fasády objektu ❚ Fig. 4 The concrete cores from the architectural concrete of the facade of the building Obr. 5 Detail jádrového vývrtu, jemnozrnný „pískový“ beton s frakcí 0/4 mm ❚ Fig. 5 The detail of the concrete core, fine-grained “sand” concrete with the gravel aggregate fraction 0/8 mm Obr. 6a, b Realizace referenčních ploch ❚ Fig. 6a, b The realization of reference surfaces Obr. 7a, b, c Záběry zachycující provádění sanačních prací ❚ Fig. 7a, b, c The pictures showing the repair work

5


❚

3/2011


❚


6a

dy přicházel pouze razantnější zásah, který by současně v maximální možné míře zachoval strukturu povrchu, zejména však omezil vstup srážkové vody do podkladního betonu, a tím eliminoval jeho nejvýraznější slabinu z hlediska životnosti, a to nízkou mrazuvzdornost. Postup sanačních prací V rámci celkové rekonstrukce Smuteční obřadní síně ve Svitavách sanaci provedla firma Suno, s. r. o., Prostějov. Stěny z pohledových betonů tvoří hladké plochy s otiskem vodorovně nebo svisle orientovaných bednících prken. Zakázka byla realizována na základě výběrového řízení po provedení re-

ferenčních ploch a vyhodnocení cenových nabídek. Referenční plochy byly využity k ověření stanoveného technologického postupu a použitých materiálu i výsledného estetického efektu po provedeném sanačním zásahu. Byly provedeny celkem tři vzorky zvolené na různých typech povrchu na vnější fasádě objektu a dělící stěny. Základním požadavkem při sanování povrchu fasády železobetonové konstrukce Obřadní síně z pohledového betonu bylo v maximální možné míře zachování původní struktury a barevnosti povrchu s prodloužením její životnosti. Charakter povrchu a požadavky kladené na konečný výsledek vyžadují velmi citlivý přístup, odpovídající zruč-

7a

6b

nost a zvýšenou časovou náročnost prováděných oprav. Z tohoto důvodu nebylo možné použít k předúpravě povrchu vysokotlaký vodní paprsek, který by spolehlivě odstranil veškeré nesoudržné součásti povrchových vrstev betonu, ale současně by si vynutil celoplošnou reprofilaci. Proto se muselo postupovat citlivějším způsobem opískováním. K očištění jednotlivých povrchů byl použit vysokotlaký čistič Oertzen 400 doplněný o příslušenství Tornado k vodovému tryskání s Borit-karbidovou tryskou abrazivem – křemičitým pískem. Použití abraziva unášeného tlakovou vodou je výhodné zejména z důvodu omezení vysoké prašnosti provázející klasické pískování. Při zhotovování

7b 7c

3/2011

❚


33


❚


8a

8b

Obr. 8a, b Obřadní síň po dokončení sanace ❚ Fig. 8a, b The ceremonial hall after restoration Obr. 9 Detailní záběr členité soklové partie fasády objektu po sanaci ❚ Fig. 9 The closeup of dissected parts of skirting of facade after restoration Obr. 10a, b Opěrné zídky a venkovní vybavení po dokončení sanace ❚ Fig. 10a, b Retaining walls and the outdoor equipment after restoration 9

10a 10b

referenčních ploch byly zkoušeny různé tlaky a hrubost abraziva. Podle druhu povrchu byly použity dvě hrubosti křemičitého písku, na jemnější prvky se používala frakce 1 až 2 mm, na ostatní 2 až 4 mm s tlakem 200 až 250 barů. Předúprava povrchu fasád z pohledového betonu opískováním zahrnovala odstranění usazených nečistot, lišejníků, uhličitanových výluhů a povrchových vrstev betonu narušených mrazovou degradací. Po opískování se provedla akustickou trasovací metodou inspekce povrchových oblastí a defekty s dutým ozvukem byly citlivě mechanicky odstraněny. Takto upravené plochy byly opláchnuty vodou k odstranění zbylých nečistot. Následně byl poškozený povrch pečlivě zednicky reprofilován jemnozrnnou správkovou hmotou Monocrete PPE TH, k ošetření obnažené ocelové výztuže byla použita jako antikorozní ochrana a spojovací můstek dvousložková polymercementová směs Densocrete 111. Při reprofilaci bylo respektováno původní členění bednících prvků, kdy se pro zajištění co nejvěrnější struktury s původním povrchem používaly na opravo34

vaných plochách k otisku nehoblované desky ve svislé nebo vodorovné orientaci. Po dokončení lokálních reprofilací byl jejich povrch opět citlivě opískován, aby struktura původního a nového povrchu byla pokud možno shodná. Poté se povrch fasády barevně sjednotil šedou pigmentovou penetrací Densocure R color aplikovanou válečkem. Po jejím zaschnutí byl povrch fasád a všech okolních prvků z pohledových betonů opatřen celoplošně nástřikem hydrofobizačního prostředku Fobisil extra W ke spolehlivému omezení vstupu vody do povrchových oblastí železobetonové konstrukce. Pohledové betony ve vnitřních prostorách měly být po opískování opatřeny pouze transparentní bezbarvou penetrací. Po nástřiku části ploch se však na žádost investora přistoupilo i v tomto případě k použití pigmentové penetrace, protože stanovený postup nevykazoval požadovaný estetický vzhled barevné stejnorodosti povrchu. Tento postup byl zvolen i z toho důvodu, že čelní stěna síně v místě pod parapetem byla pravděpodobně z důvodu zatékání značně poškozena

a musela se opravit sanačními hmotami i zevnitř. Po dokončení prací a jejich předání byla sanace pohledových betonů Smuteční obřadní síně hodnocena z estetického hlediska ze strany investora – Technické služby města Svitav jako velmi zdařilá s tím, že objekt i nadále může důstojně sloužit svému účelu.

Pokračování na straně 35 dole


❚

3/2011

REAKCE A PŘIPOMÍNKY ČTENÁŘŮ

❚

DISCUSSION BOARD

REAKCE NA ČLÁNEK „VLHKOMĚRY PRO MĚŘENÍ VLHKOSTI BETONU“ Po přečtení výše uvedeného článku, uveřejněného v časopise Beton TKS 2/2011 (str. 32 a 33), jsem nabyl dojmu, že problém stanovení vlhkosti betonu je velmi snadno a rychle řešitelný s dostatečnou spolehlivostí pomocí hrotových nebo ještě lépe bezhrotových příložných vlhkoměrů. V článku jsou uvedena technická data (bohužel nekonzistentní) tří vybraných vlhkoměrů s tvrzením v jednom případě – kapacitní měřič BF30 – že přesnost tohoto měřiče je srovnatelná s metodou CM. Bohužel se do článku nevešla podrobnější exaktní informace o konfirmaci tohoto měřidla s metodou CM alespoň v jednom konkrétním případu na konkrétní konstrukci, natož pak porovnání s metodou gravimetrickou. K článku bych chtěl podotknout, že autor správně uvádí, že metody destruktivní jsou nejpřesnější a průkazné. Pro podlahové konstrukce dle ČSN 74 4505 je dokonce předepsáno v článku normy 7.14 Vlhkost cituji: Vlhkost se stanovuje sušením při zvýšené teplotě (gravimetricky) podle ČSN EN ISO 12570. Použití jiné metody je možné pouze v případě, pokud je prokázáno, že vede ke stejným výsledkům jako metoda podle ČSN EN ISO 12570. Poznámka 2: Vhodná alternativní metoda je metoda karbidová. Podle zahraničních zkušeností pro potěry na bázi síranu vápenatého výsledky karbidové metody odpovídají výsledkům gravimetrické metody a pro cementové potěry je vztah mezi výsledky obou metod následující: následuje převodní tabulka. Z citovaného požadavku uvedené ČSN a z praktických zkušeností vyplývá, že pokud není dostatečně exaktně ověřen vztah mezi alternativní metodou měření, a tou metody měření hrotovými nebo příložnými vlhkoměry bezesporu jsou, a metodou gravimetrickou, není možné a dle mého názoru ani příliš rozumné, se na výsledky spolehnout. Navíc dle informací v článku uvedených měří hrotové a příložné vlhkoměry do hloubky zhruba 40 mm, respektive 30 až 35 mm. V praxi jsou však konstrukce, u kterých je třeba vlhkost zjišťovat

Dokončení ze strany 34 C E L K O V É Z ÁV Ě RY

Z provedeného stavebně technického průzkumu a následné sanace pohledových betonů na obřadní síni ve Svitavách vyplynuly následující poznatky: • Pohledové betony je třeba navrhovat jako mrazuvzdorné, a to ve specifikaci XF1, resp. XF3. Nemrazuvzdorné betony v exteriérových podmínkách rychle chátrají, a to zejména v oblastech, kam v důsledku stavebních detailů a méně účinného oplechování trvale vtéká dešťová voda. Pokud je mrazuvzdornost betonu zajišťována jeho provzdušněním, je třeba vzít v úvahu tento aspekt s ohledem na pórovitost povrchu. • Před návrhem sanace pohledových betonů je třeba provést přiměřený stavebně technický průzkum, který 3/2011

❚

za účelem zahájení dalšího technologického postupu, např. pokládky finální vrstvy podlahy, vždy alespoň o něco hlubší. Pouze konstrukce potěrů pro plošné zatížení menší než 2 kN/ m2 mají minimální tloušťky v rozmezí 35 až 40 mm a to navíc nesmí být do konstrukce zabudováno podlahové topení. Rovněž nemohu úplně souhlasit s nevýhodami destruktivních metod uvedenými v článku a to zejména: • metoda měření je pracná, • metoda měření je drahá co do pořizovací investice, • samotná metoda měření je rovněž drahá (nutnost nákupu chemikálií). Tyto citované nevýhody záleží na subjektivním úhlu pohledu hodnotitele. Odběr jednoho vzorku (vývrt) trvá několik minut, pořizovací investice sušící komora slouží spolehlivě řadu let a i pro jiné účely a dá se pořídit v řádu desítek tisíc Kč s ohledem na velikost a výkon. Přístroj na metodu CM se dá pořídit v rozmezí 10 až 20 tis. Kč, slouží spolehlivě řadu let a jednotlivá kapsle stojí cca 25 Kč, získat výsledek z jednoho měřícího místa je otázkou 20 až 40 min. Zda je to hodně či málo je třeba porovnat se spolehlivostí výsledků, které lze takto získat, a s možností negativních následků zapříčiněných chybným rozhodnutím o dalším postupu stavby v důsledku ne zcela spolehlivého měření. V principu nemám nic proti novým, progresivnějším metodám nedestruktivního měření vlhkosti. Uvítal bych snad od výrobců takovýchto zařízení přesnější údaje o postupu kalibrace měřidla a případné průkazy, jaký vztah mají výsledky těchto měřidel k výsledkům získaným metodou gravimetrickou a to pro různé typy měřených materiálů. To je vše, co bych rád sdělil čtenářům článku, zejména stavbyvedoucím, kteří řídí jednotlivé procesy na stavbě. Konečné rozhodnutí je pak na nich.

by posoudil strukturu betonu, jeho kvalitu, mrazuvzdornost i míru degradace povrchových vrstev. • U starších železobetonových konstrukcí z pohledového betonu je třeba při generální opravě po třiceti až padesáti letech prakticky vždy počítat i s lokálními reprofilacemi. • Při předúpravě povrchu je třeba citlivě použít předem ověřené mokré pískování. To lze využít i pro sjednocení struktury povrchu původního betonu a nových oprav. • Pro prodloužení životnosti objektu a zachování jeho vzhledu má zásadní význam omezení vstupu srážkové vody do povrchových oblastí. To lze zajistit buď účinnou hydrofobizací nebo barevně pigmentovanou penetrací, která po opravě pohledový beton barevně sjednotí, současně však nevytvoří na povrchu tlustý film a za-


Ing. Vladimír Veselý Betotech, s.r.o. e-mail: [email protected]

chová tedy jeho původní strukturu. pohledových betonů lze provádět pouze na základě odsouhlasených referenčních ploch, které umožní jak ověření navrženého technologického postupu, tak i výsledného estetického vzhledu revitalizovaného betonového povrchu.

• Opravy

Doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc. Betonconsult, s. r. o. Na Veselí 45, 140 00 Praha 4 tel.: 602 324 116 e-mail: [email protected] www.betonconsult.cz Ing. Milan Jurák Suno, s. r. o Havlíčkova 22, 796 01 Prostějov tel.: 602 560 162 e-mail: [email protected] www.suno.cz

35


❚


REKONSTRUKCE TRAMVAJOVÉ TRATI NÁRODNÍ–SPÁLENÁ V PRAZE ❚ RECONSTRUCTION OF TRAM LINE NÁRODNÍ–SPÁLENÁ IN PRAGUE Michal Vojtíšek V článku je popsána kompletní rekonstrukce tramvajové trati v jednom z nejvíce zatížených úseků pražské hromadné dopravy mezi ulicemi Národní a Spálená, která proběhla v srpnu 2010 pod stálým dozorem veřejnosti.

❚ This paper describes complete reconstruction of a tram

line in one of the busiest sections in Prague’s public transport between streets Národní and Spálená. The reconstruction took place in August 2010 under constant supervision of the public.

Cílem kompletní rekonstrukce tramvajové trati mezi ulicemi Národní a Spálená v Praze v srpnu 2010 byla výměna opotřebené a technicky nevyhovující trati. V jednom z nejvíce zatížených úseků pražské hromadné dopravy přispěly provedené stavební práce ke zkvalitnění tramvajového tělesa, zvýšení bezpečnosti a komfortu cestujících. Projekt byl připraven s vazbami na plánovanou rekonstrukci stanice metra Národní třída. Rekonstrukce probíhala za úplného vyloučení tramvajového provozu v tomto úse-

1

2

3

4

Obr. 1 Odstranění těsnících prvků a stávajících kolejnic Fig. 1 Removal of sealing elements and existing rails ❚

Obr. 2 Demontáž velkoplošných panelů BKV of large-area panels BKV

Fig. 2

❚ Dismantling

Obr. 3 Odfrézování stávající živičné konstrukce ❚ Fig. 3 Removal of the existing asphalt structure by means of milling Obr. 4 Odstranění podloží původních kolejí bed of the original rails

❚

Fig. 4

Removal of the

Obr. 5 Osazení pomocné konstrukce z betonových prefabrikátů podél trasy ❚ Fig. 5 Setting of a temporary construction from concrete prefabricated elements along the route

36

Obr. 6 Odvodnění tělesa tramvajové trati drenážemi přes kalové jímky do stávající kanalizace ❚ Fig. 6 Drainage of the trackbed with drains through cesspits into the existing sewer system Obr. 7 Položení antivibračních rohoží na podkladní vrstvu ze štěrkodrti a zahájení montáže kolejí ❚ Fig. 7 Laying of antivibration mats on the base course from crusher-run material and start of the assembly of the rails Obr. 8 Zpevnění nosné konstrukce tramvajového tělesa KARI sítěmi v ulici Spálená, vzhledem k nedostatečnému krytí stávající zděné kanalizace ❚ Fig. 8 Consolidation of the load-bearing trackbed structure with special wire meshes in Spálená Street given the insufficient cover of the existing brick sewerage


❚

3/2011


❚

ku a v lokálních záborech přilehlého jízdního pruhu vozovek a chodníků. Celková délka rekonstruované dvoukolejné trati byla přes 700 m, z toho úsek na Národní třídě měřil 400 m a část ve Spálené ulici měla délku 305 m. Projekt zachoval dosavadní dopravní režim v obou úsecích. Stopa tramvajové trati je přizpůsobena situování zastávek a je vedena tak, aby neznemožnila připravované komunikační úpravy. Na Národní třídě je tramvajová trať umístěna v ulici středově s oboustranným provozem automobilové dopravy. Ve Spálené ulici je trať vedena excentricky se zachováním parkovacích míst v druhé části komunikace. Na celou rekonstrukci měli stavebníci pouhých třicet sedm dnů. Na začátku prací byly odstraněny stávající kolejnice včetně velkoplošných panelů BKV s živičným podkladem,


trolejové vedení a všechny povrchy v okolí tramvajového tělesa (obr. 1 až 4). Nejprve bylo vybudováno nové odvodnění trati podélnými a příčnými spády a drenážemi, přes kalové jímky a nově vybudované přípojky do stávajících jednotných stok. Vzhledem k tomu, že se jednalo o kompletní rekonstrukci tramvajové trati, byla odstraněna stávající konstrukce na požadovanou hloubku včetně nepotřebných zařízení stávající tramvajové trati. Aby bylo možné dodržet požadovanou únosnost zemní pláně tramvajového tělesa 40 MPa, bylo nezbytné sanovat podloží použitím geotextílií a geomříží. Pro oddělení tramvajového tělesa od okolního prostředí byly použity antivibrační rohože, sloužící jednak jako antivibrační a jednak jako protihluková opatření. Pro pokládku svislých rohoží byly použity betonové prefabrikáty, které zajistily jejich dostateč-

5

6

7

8

3/2011

❚


37


❚


9

10

11

12

Obr. 9 Umístění koleje do předepsané geometrické polohy, napojení odvodnění, příprava pro betonáž ❚ Fig. 9 Placement of the rails in the required geometric position, drainage connection, preparation of concreting Obr. 10 Betonáž nosné betonové desky mobilní pumpou, na vzdálenost až 100 m ❚ Fig. 10 Concreting of the carrying concrete slab with a mobile pump up to the distance of 100 m

nou svislost a umožnily připevnění na rovný podklad. Minimální hloubka konstrukcí je 673 mm (obr. 7). NOVÉ KOLEJE

Následně byly osazeny nové koleje – žlábkové kolejnice NT1 na betonové desce (systém W-tram). Pod patu kolejnice se u tohoto systému namontují plastové podkladnice spolu s podložkami, směrovými vodícími vložkami přizpůsobenými pryžovým tlumícím profilům, pružnými svěrkami, vrtulemi a plastovými hmoždinkami. Následně byly kolejnice umístěny do požadované směrové a výškové geometrické polohy (obr. 9). Poté byla vybetonována betonová deska (obr. 10), do níž byly předem rozmístěny plastové hmoždinky. Betonová deska z betonu C30/37 XC1 s nižším vodním součinitelem plní funkci nosné konstrukce. Hlavním důvodem pro použití technologie W-tram bylo, že tloušťka konstrukč38

Obr. 11 Kontrola rozchodu kolejnic a zahájení prací na obnovách přilehlých dlážděných chodníků ❚ Fig. 11 Checking of the gauge of the way and start of work on the renovation of adjacent sidewalks Obr. 12 Lití vrstvy z asfaltu na konstrukční betonovou desku ❚ Fig. 12 Pouring of layer of asphalt on the structural concrete slab Obr. 13 Pohled na dokončenou trať směrem na Národní divadlo ❚ Fig. 13 View of the completed line in direction to the National Theatre

ních vrstev (673 mm resp. 690 mm) je podstatně menší než u ostatních technologií a tím nedochází, až na výjimečné případy, ke kolizi se stávajícími inženýrskými sítěmi. Nevýhodou původního systému na velkoplošných panelech BKV je vedle vyšší konstrukční výšky také to, že povrch panelů není dostatečně odolný proti působení chemikálií, kterým jsou vystaveny. Ocelový žlab, v němž jsou upevněny kolejnice, se působením koroze již cca po deseti letech provozu rozpadá. Problém je také životnost upevňovacích pryží, které zajišťují kolejnice ve žlabech proti bočnímu posunu a které vlivem okolního prostředí ztrácejí pružnost, a tím umožňují pohyb kolejnic. V neposlední řadě je nevýhodou také obtížná výměna panelů BKV. Další možnost – konstrukce trati na pražcích – se v centru města vzhledem k nutnosti pojíždět trať automobily a pohybu pěších nepoužívá. Navíc tloušťka konstrukčních vrstev


❚

3/2011


❚


13

takovéto trati je cca 900 až 1 100 mm, což může vést ke kolizi se stávajícími inženýrskými sítěmi. Po vytvrdnutí betonové desky se kolej definitivně směrově a výškově dorovnala a byly dotaženy vrtule (obr. 11). Kolejnice byly na závěr opatřeny tenkostěnnými bokovnicemi a patními profily, které tvoří ochranu před bludnými proudy a šířením vibrací. Povrchová úprava je na Národní třídě a ve Spálené v úseku Purkyňová–Lazarská z litého asfaltu (obr. 12), ve Spálené v úseku Národní–Purkyňova z velké žulové dlažby. Rekonstrukce obsahovala také lokální deinstalaci a zpětnou instalaci trolejového vedení, ukolejnění, příčná propojení, ovládání a vytápění výměn, úpravu trasy sdělovacích kabelů a přeložku veřejného osvětlení. Dále byly položeny nové obruby a podél tramvajové trati na Národní třídě byly osazeny preferenční prvky (betonové tvarovky). Vozovka, jejíž povrch je z litého asfaltu, má konstrukční výšku 690 mm. Povrchová úprava chodníků zůstala dle situace před zahájením rekonstrukce.

zastávek Národní divadlo a Národní třída směr Karlovo náměstí je ze žulové mozaikové dlažby, zastávka Národní třída směr Národní divadlo zůstala v souladu s předchozím stavem živičná. Zastávka Národní divadlo směrem na Újezd je navíc posunuta k centru. Nové řešení umožňuje vytvořit dostatečně dlouhý úsek pro tramvajovou soupravu před křižovatkou. Čekající souprava nyní nezasahuje do prostoru zastávky a umožňuje bezproblémovou obsluhu cestujících u dalších souprav. Cestující mohou také využít elektronizovaný informační systém jízdních řádů. Základní údaje Název stavby Investor Zhotovitel stavby Projektant Termíny realizace

Rekonstrukce tramvajové trati Národní–Spálená Dopravní podnik hl. města Prahy, a. s. EUROVIA CS, a. s., závod 4 – Praha (hlavní stavbyvedoucí Jan Rupert) Metroprojekt Praha, a. s. zahájení 26. července 2010 dokončení 31. srpna 2010

P O H O D L N Ě J Š Í Z A S TÁV K Y

Inovace se dočkaly také tramvajové zastávky. Nové nástupní ostrůvky jsou díky mírnému vyosení tramvajového pásu rozšířené. Přechody pro chodce mají bezbariérovou úpravu a signalizaci pro nevidomé a slabozraké. V čele zastávky Národní třída bylo navíc zřízeno místo pro přecházení. Výška všech nástupních hran je všude 200 mm. Povrchová úprava 3/2011

❚


Ing. Michal Vojtíšek EUROVIA CS, a. s. Národní 10, 113 19 Praha 1 tel.: 224 951 349, mob.: 731 602 380 www.eurovia.cz

39


❚


REKONSTRUKCE ZÁRUBNÍ ZDI NA DÁLNICI D11 PRAHA–PODĚBRADY ❚ THE RECONSTRUCTION OF A RETAINING WALL AT HIGHWAY D11 PRAGUE–PODĚBRADY Václav Polák, Pavel Žižka Příspěvek pojednává o rekonstrukci zárubní

železobetonu zn. B 330 (C25/30). Šířka svodidlové zídky kolísala mezi 0,4 až 0,51 m.

zdi z roku 1984 na dálnici D11 a věnuje se stručnému popisu nového konstrukčního řešení pohledem projektanta. Zeď zajišťuje stabilitu svahu dálničního zářezu výšky až 11 m, která po dvaceti pěti letech provozu byla již v havarijním stavu a sanace současného konstrukčního systému nebyla možná. Proto byla před stávající zeď provedena nová kotvená zárubní zeď z prefabrikovaných prvků. ❚ The article describes the reconstruction of a retaining wall originally built in 1984 on D11 highway and gives the architects account of a new construction approach. The wall, reaching the height of up to 11 meters, provides stability for a sloping highway embankment. After 25 years in service, the wall was in a state of disrepair not allowing reconstruction. Therefore a new anchored retaining wall made of prefabricated elements has been constructed adjacent to the original wall.

PŮVODNÍ KONSTRUKCE ZÁRUBNÍ ZDI

Dotčená stavba se nachází v katastrálním území Horní Počernice v Praze 9 v kilometru 0,715–1,296 dálnice D11 Praha–Poděbrady. Zeď je rozdělena dvěma dálničními nadjezdy v ulicích Na Svěcence a Božanovské. Původní konstrukce z roku 1984, zajišťující stabilitu svahu dálničního zářezu výšky až 11 m, byla navržena z prefabrikovaných tyčových prvků, vyrobených pod typovým označením IZT 16-20/826. Jednotlivé prvky se sestavovaly do hranice a prosypávaly se zeminou. Hranice se vždy skládala z prvků příčného, předního, zadního a dvou typů pomocných částí. Spodní příčné prvky byly na monolitický základ osazeny do betonového lože ve sklonu 1 : 5, ostatní pak na sucho a navzájem byly drženy ozuby. Skladba zdi byla při výšce stabilizujícího svahu do 3 m jednoduchá, skladebné šířky 1,9 m, nebo, při výškách svahu nad 3 m, zdvojená, šířky 3,8 m. Zeď byla v podélném směru rozdělena na jednotlivé dilatační úseky délky 15,3 m (celkem třicet dilatačních dílů). Přední plocha byla provedena ve sklonu 5 : 1. V celé délce zdi byla k patě přibetonovaná monolitická svodidlová zídka výšky 0,8 m z provzdušněného 40

PODKLADY A PŮVODNÍ P R O J E K T O VÁ D O K U M E N TA C E

Původní projekt rekonstrukce zárubní zdi z roku 2002 ve stupni DSP (Dokumentace pro stavební povolení), kterému předcházel podrobný stavebně-technický průzkum, byl zpracován firmou SUDOP Praha, a. s., a předpokládal, v rámci rekonstrukce, celkovou náhradu dosavadní zárubní zdi novou konstrukcí mohutné monolitické tížné zdi. Tato konstrukce byla navržena ze čtyř samostatných betonážních celků: základového pasu ze železobetonu, železobetonové svodidlové zídky, dříku zdi z prostého betonu a monolitické železobetonové římsy. Jednotlivé dilatační úseky po 15,3 m respektovaly průběh dosavadní konstrukce. Pracovní postup, ve fázi bourání původní konstrukce a provádění výkopů, předpokládal odtěžení a otevření výkopu za rubem zdi vždy v rámci jednoho dilatačního úseku 15,3 m. V místech maximální výšky zdi (cca. 11 m) byly navrženy pažící stěny pomocí kotvených mikropilot, doplněné ještě o vrstvu stříkaného betonu. Vzhledem k velkým výškám zárubní zdi by i při použití pažící konstrukce vznikly při výkopu velké stavební zábory přilehlých pozemků. K této variantě bylo nakonec vydáno záporné stanovisko jednoho z majitelů dotčeného pozemku, který v žádném případě nepovolil vstup na svůj pozemek za účelem provádění stavebních prací. N O VÁ K O N S T R U K C E K O T V E N É ZÁRUBNÍ ZDI

Projektové předpoklady a využití dosavadní konstrukce při návrhu nové zárubní zdi S ohledem na požadavky majitelů soukromých pozemků nad korunou dosavadní zdi a s přihlédnutím ke stísněným prostorovým podmínkám v blízkosti dálnice a značné výšce stávající zdi, byla zpracována nová varianta řešení. Projekt od svého počátku vycházel z předpokladů využití dosavadní zárubní zdi jako pažící stěny a předsazení nové, kotvené zárubní zdi před stávající

konstrukci. Tímto při realizaci odpadla rozsáhlá a nákladná demolice původní zdi včetně zajištění výkopů a pracovního prostoru, což při výškách zdi místy až 11 m a v těsné blízkosti pojížděné dálnice bylo téměř nereálné. Projektovým pracím v roce 2009 předcházel nový stavebně-technický průzkum stávající konstrukce, který byl zaměřen zejména na diagnostiku základu zdi a monolitické svodidlové zídky a jejich případné využití pro novou konstrukci. Laboratorní výsledky zkoušek pevnostních charakteristik betonu dopadly příznivě a odpovídaly standardní kvalitě betonu C25/30. Bylo nutné zaměřit se na sanační opatření pro zvýšení nedostatečného krytí výztuže v přední a horní ploše základu. Po odstranění narušené, degradované krycí vrstvy betonu byla použita kotvená přibetonávka v tloušťce cca 130 mm z provzdušněného betonu, zaručující krytí a dostatečnou pasivační schopnost původní výztuže. Bylo rozhodnuto, že monolitická svodidlová zídka bude využita jako podkladní vrstva pro zbudování základového bloku nové zárubní zdi. Prefabrikovaná kotvená konstrukce byla použita v úseku s výškami dálničního zářezu od 5 do 11 m v celkové délce 260 m. V nižších polohách, kde bylo možné z hlediska výšky a prostorových možností otevřít výkop, byla původní prefabrikovaná konstrukce vybourána a nahrazená konstrukcí z drátokamenných (gabionových) košů (výšky od 2,2 do cca. 5 m). Nosná konstrukce kotvené zárubní zdi Hlavním nosným prvkem nové zdi (obr. 1) je železobetonové prefabrikované kotvené žebro profilu H příčného řezu 500 x 500 mm, do jehož příruby jsou zasunuty pohledové deskové prefabrikáty. Lícové prvky mají tloušťku 190 mm, výšku 500 mm a jejich délka (3,61 m nebo 2,61 m) je přizpůsobena osové vzdálenosti žeber. Veškeré spáry po obvodu prefabrikátů jsou těsněny pásky z mikroporézní pryže tloušťky 5 mm. Se žebrem tvoří společný konstrukční celek. Vodorovné osazení pohledových lícových prefabrikátů je řešeno pomocí dolní železobetonové vyrovnávací dobetonávky šířky 350 mm, která se směrem


❚

3/2011

❚


ŘEZ 1:50

-

ŽLABOVKY DO BETONOVÉHO LOŽE ŽB ŘÍMSA

500

10,0m R 32N - DÉLKY PREFABRIKOVANÉ DÍLY TYČOVÉ PRVKY IZT 16-20/826 PROSYPÁNY ZEMINOU

3,0m

ŽNÍ DÍL HORNÍ MONTÁ RA VANÉHO ŽEB PREFRABRIKO

8,0°

HO KOŘENE

JEKTOVANÉ

Obr. 1 Zárubní zeď, a) řez, b) pohled ❚ Fig. 1 Retaining wall, a) sectional view, b) front view

OCELOVÉ ZÁBRADLÍ

ZEMNÍ KOTVA DÉLKY PROIN


ŽB PREFABRIKOVANÉ KOTVENÉ ŽEBRO

vého sklonu přední pohledové plochy 7 : 1 od původního 5 : 1. Díky tomuto rozdílu došlo k odklonu mezi dosavadní a novou konstrukcí a vytvořil se pracovní prostor pro osazení kotvených žeber. Injektáž výplňového materiálu dosavadní konstrukce byla provedena ze statických a zejména z bezpečnostních důvodů a to jako zajištění pracovního prostoru pro stavební práce (lokální bourání pro osazení prefabrikovaných žeber, betonáž základu a dolní dobetonávky) a dále jako zlepšení parametrů zeminy, působící na konstrukci zárubní zdi.

DRENÁŽNÍ BETON UKLÁDANÝ PO VRSTVÁCH VÝŠKY MAX.. 500mm

5:1

- DÉLKY 10,0m

7:1

ŽNÍ DÍL SPODNÍ MONTÁ RA VANÉHO ŽEB PREFRABRIKO

R4-R5 ZEMNÍ KOTVA

R 32N - DÉLKY

5250 - 9500

MONTÁŽNÍ STYK

R 32N ZEMNÍ KOTVA

8,0m

ŽB LÍCOVÉ POHLEDOVÉ PREFABRIKÁTY

ODVODNĚNÍ RUBU ZDI TĚSNÍCÍ BETONOVÁ VRSTVA

PROINJEKTOVÁNÍ VÝPLŇOVÉHO MATERIÁLU ZÁRUBNÍ ZDI

R 32N ZEMNÍ KOTVA

DÉLKY 8,0m

ZÁKLAD PRO PREFABRIKOVANÉ KOTVENÉ ŽEBRO DOLNÍ VYROVNÁVACÍ DOBETONÁVKA DOSAVADNÍ SVODIDLOVÁ ZÍDKA BETON B330 SANAČNÍ PRÁCE NA SVODIDLOVÉ ZÍDCE SVISLÁ PŘIBETONÁVKA V TLOUŠŤCE 130mm

1900

3800

DOSAVADNÍ ZÁKLAD

1a -

1b

POHLED 1:50

OCELOVÉ ZÁBRADLÍ

ŽB ŘÍMSA

ŽB PREFABRIKOVANÉ KOTVENÉ ŽEBRO

MONTÁŽNÍ STYK

ŽB LÍCOVÉ POHLEDOVÉ PREFABRIKÁTY

ZÁKLAD PRO PREFABRIKOVANÉ KOTVENÉ ŽEBRO 255,800

4000

4000

ODVODNĚNÍ RUBU ZDI

DOLNÍ VYROVNÁVACÍ DOBETONÁVKA

256,000

4000

SANAČNÍ PRÁCE NA SVODIDLOVÉ ZÍDCE SVISLÁ PŘIBETONÁVKA V TLOUŠŤCE 130mm

dolů rozšiřuje a sklonem 7:1 respektuje sklon přední hrany celé zdi. Osová vzdálenost kotvených žeber je v místech maximální výšky zdi 3 m, běžně pak 4 m, ve spodní části je konstrukce osazena na základový blok, který byl betonován na horní plochu monolitické svodidlové zídky. Po výšce je žebro děleno na horní a dolní montážní část a je vždy opatřeno dvojicí zapuštěných kapes pro roznášecí desky zemních kotev. Kotvení je zajištěno pomocí trvalých zemních kotev R32 délky většinou 10 m pro horní montážní díly a 8 m pro dolní montážní díly, v některých úsecích se délka kotev upravovala individuálně, vzhledem k blízkosti stávající kanalizace za rubem zdi. Vlastní kotva se skládá z nastavitelného ocelového soutyčí, které je zavrtáno na určené místo. Vnitř3/2011

❚

kem tyče se provede injektáž a po vytvrzení injektážní směsi působí celek jako ocelová kotva s proinjektovaným kořenem. Sklon kotvy 8° od vodorovné byl dán požadavkem snadnějšího průchodu kotevního soutyčí volnými spárami hranice dosavadní prefabrikované zdi. Kotvená prefabrikovaná zeď je rozdělena dálničním nadjezdem v ulici Na Svěcence na samostatné úseky délky 60 a 199 m. Výška zdi je proměnná, od paty svodidlové zídky po horní plochu římsy min. 5,2 m a max. 11 m. Bourací práce a injektáž Bourací práce se redukovaly na vytvoření pracovního prostoru pro nový základový blok a dolní vyrovnávací dobetonávku. Minimalizování bouracích prací po výšce zdi bylo dáno návrhem no-


Odvodnění Primárně je povrchová voda za korunou zdi v celém úseku zachycena žlabem z tvarovek a svedena podélným sklonem do konstrukce uliční vpusti. Sekundárně je z těchto zádržných jímek svedena svislou drenážní trubkou DN 150 a vyvedena přes vyrovnávací dobetonávku do dálničního příkopu. Odvod vody z rubové části je realizován pomocí drenážního betonu ukládaného za pohledové prefabrikáty po vrstvách výšky max. 500 mm. Systém je ještě doplněn o svislou drenážní trubku, v dolní části zaústěnou do podélné drenáže, a v každém poli vyvedenou před líc dobetonávky. V místě odkápnutí vody na svodidlovou zídku je na horní plochu osazena seříznutá polovina trubky DN 100 mm. Podélná drenážní trubka DN 160 je osazena střechovitě na spádovou těsnící betonovou vrstvu. Římsa Horní povrch zdi je ukončen železobetonovou římsou šířky 750 mm a výšky pohledové části 500 mm, horní plocha je provedena ve sklonu 4 %. Římsa je kotvena pomocí betonářské výztuže vytažené z horní plochy nejvyšší řady lícových prefabrikátů a v místě gabionové zdi svislými kotevními prvky, zabetonovanými do tělesa drátokošů. Na horním povrchu je, přes patní desku, kotvené lehké ocelové revizní zábradlí tvořené horním, dolním a dvěma mezilehlými madly. Na požadavek správce objektu bylo zábradlí dodatečně doplněno v celém průběhu výplňovým pletivem. Stručný popis stavebních prací Následně je uveden stručný popis stavebních prací. Jednotlivé činnosti se, 41


❚


Obr. 2 Montážní stav – postupné ukládání pohledových prefabrikátů ❚ Fig. 2 Construction stage – gradual application of prefabricated surface elements Obr. 3 Nová zeď, a) detail, b) celkový pohled z dálnice – kombinace gabionové zdi a prefabrikované kotvené ❚ Fig 3 New wall, a) detail, b) general view from the highway – combination of a gabion wall and prefabricated anchored wall

2

s ohledem na maximální zkrácení doby výstavby, různě prolínaly, v některém úseku byly již osazeny spodní díly prefabrikovaných žeber, v jiné části se teprve začínalo s betonáží dolní vyrovnávací dobetonávky. • Příprava staveniště, • injektážní práce, zpevnění výplňového materiálu dosavadní zárubní zdi, • vytýčení budoucí polohy základu prefabrikovaného žebra • lokální bourací práce, vytvoření pracovního prostoru pro osazení žebra, • osazení spřahující výztuže do předem vyvrtaných otvorů ve svodidlové zídce pro základ, • vázání výztuže, osazení kotevního přípravku, bednění a betonáž základového bločku pro prefabrikované žebro, • doprava a montáž dolního dílu prefabrikovaného žebra, vztyčení, zajištění polohy a vyklínování, • osazení spřahující výztuže do předem vyvrtaných otvorů ve svodidlové zídce pro dolní vyrovnávací dobetonávku, • vázání výztuže, bednění a betonáž vyrovnávací dobetonávky, • vytvoření spádové těsnící vrstvy pro osazení drenážní trubky, • kotvení prefabrikovaných žeber, vrty pro osazení zemních kotev, • kotevní práce (injektáž kořenové části), • osazení podélné drenážní trubky PE DN 160 mm ve střechovitém sklonu, • nátěr dobetonávky proti zemní vlhkosti, • zajištění drenážních trubek PE DN 80 mm a PVC DN 150 mm po výšce zdi, • doprava a postupné osazování lícových prefabrikátů, • ukládání drenážního betonu po vrstvách, max. výška vrstvy 500 mm, • aktivace zemních kotev po vytvrdnutí betonu, • pracovní postup osazení horních montážních dílů je obdobný jako ve spodní části, 42

3a 3b

• úprava dosavadních prefabrikátů, vy-

tvoření prostoru pro betonáž římsy a osazení žlabovky, • vázání výztuže, bednění a betonáž římsy, • sanační práce na svodidlové zídce (očištění povrchů, ošetření výztuže, vrty a osazení kotevních trnů, přikotvení svařované sítě, bednění a betonáž), • ochranné nátěry a tmelení spár, • konstrukce zábradlí na římse, • finální úpravy terénu.

Investor Projektant Zhotovitel Termín výstavby

ŘSD ČR TOPCON SERVIS s. r. o. Sdružení SUPER-KRETE CZECH s. r. o., DOPRAVNÍ STAVBY Brno s. r. o. – sdružení pro rekonstrukci zárubní zdi D11 říjen 2009 až říjen 2010

Ing. Václav Polák e-mail: [email protected]

Ing. Pavel Žižka

Z ÁV Ě R


Složitá rekonstrukce opěrné zdi byla zhotovitelem provedena během jedné stavební sezóny ke spokojenosti investora stavby.

oba: TOP CON Servis, s. r. o. Ke Stírce 56, 182 00 Praha 8 www.topcon.cz


❚

3/2011

REAKCE A PŘIPOMÍNKY ČTENÁŘŮ

❚

DISCUSSION BOARD

POZNÁMKY NEJEN K ČLÁNKU „BETONY NA BÁZI ALUMOSILIKÁTOVÝCH POLYMERŮ“ (Beton TKS 2/2011, str. 69) Srovnání materiálů, jejichž podstata je významně odlišná, není vůbec jednoduché. O to větší pozornost je potřeba věnovat úvodní rozvaze, aby výsledky experimentů bylo možno alespoň přibližným způsobem porovnat. Vodní součinitel. V posledních dvou letech nás oslovují autoři s články, které se týkají parametrických studií betonů, např. s různým obsahem popílku. Velmi často je možné v článku najít zmínku, že množství vody do záměsi bylo upravováno tak aby bylo dosaženo stejné konzistence neboli zpracovatelnosti. Vodní součinitel, poměr hmotnosti účinné vody k hmotnosti cementu potažmo pojiva, má zejména u cementových betonů přímou souvislost s vlastnostmi ztvrdlého betonu: pevnostmi, modulem pružnosti, smršťováním, nasákavostí a s trvanlivostí. Zvýšení vodního součinitele o 0,1 nebo i více vede k poklesu pevnosti v tlaku o desítky procent (obr. na str. 179 [3], obr. 14 [2], obr 5.1 [1]) a podstatnému snížení trvanlivosti (obr. 10.8, 11.3 a 11.4 [1]). Argument ohledně přidání vody pro udržení zpracovatelnosti je tak zcela nepřijatelný a navíc je zřejmé, že změnou vodního součinitele jsme studii rozšířili o další parametr a nelze vyvozovat další závěry bez uvážení této změny. Literatura: [1] Collepardi M.: Moderní beton, Edice betonové stavitelství, Praha 2009, ČKAIT [2] Svaz výrobců betonu ČR: Za betonem do Evropy, Praha 1998, 2. vydání [3] Českomoravský beton: Příručka technologa – Beton – suroviny – výroba – vlastnosti, Praha 2010, 1. vydání

U necementových betonů může mít vodní součinitel mnohem menší roli. I tak však zůstává otázkou, co se stane s přidanou vodou: Zapojí se do struktury materiálu, nebo ne a později se uvolní do okolí? V druhém případě nám ve hmotě zůstanou prázdná místa, která oslabí strukturu materiálu vzhledem k jeho pevnostem a odolnosti. Problém vnesení dalšího parametru do experimentu a tudíž obtížnější vyhodnocení vlivů zůstává stejný jako u cementových betonů. Zkoušky chemických odolností. Je potřeba uvážit, je-li možné posoudit chemickou odolnost odlišně koncipovaných materiálů stejným způsobem jako u cementových betonů. Některé zkoušky jsou vyhodnocovány na základě nepřímých kritérií (typicky odolnost vůči mrazu a množství odpadů, přítomnost výkvětů apod.). Nemůžeme ale vědět, jestli se stejná úměra a absolutní hodnoty nechají použít i pro nové materiály, pokud zároveň nemáme výsledky zkoušek pevností vzorků po jejich chemickém zatížení. Referenční vzorky. Je velmi žádoucí a mnohem ilustrativnější, jsou-li k dispozici i výsledky na tělesech z tradičních materiálů, které prošly stejnými zkouškami odolnosti jako nové nebo modifikované materiály. Závěr. Závěrem chci říci, že jsem výše uvedené řádky napsal jako doporučení, která by mohla pomoci v práci s novými i tradičními materiály. Odvaha a práce našich kolegů, kteří se nebojí vydat nezvyklým směrem, si samozřejmě zasluhuje ocenění a je-li to potřeba tak i věcnou připomínku. Michal Števula Tajemník Svazu výrobců betonu ČR

CHEMIA CEMENTU I BETONU Na konferencii Dni betonu 2010 vo Wisle v októbri 2010 bola uvedená medzi vedeckú komunitu a odbornú verejnosť monografia „Chemia cementu i betonu“ autora prof. Dr. inž. hab. Wiesława Kurdowského. Prof. Kurdowský je svetovo uznávaným špecialistom v oblasti chémie cementu a korózie betónu. Autor po absolvovaní vysokej školy veľa rokov pracoval na rôznych pozíciách v cementárenskom priemysle. Neskôr bol dlhoročným pracovníkom Akademie Górniczo-Hutniczej v Krakowe, kde mnoho rokov pôsobil ako vedúci Katedry Ceramiki Ogólnej. Ako emeritný profesor aktívne pôsobí v Instytute Ceramiki i materiałow Budowlanych Warszawa, pracovisko Krakov. Monografia ISBN 978-83-9131524-8, vydaná vydavateľstvami „Wydawnictwo Polski Cement“ a „Wydawnictwo Naukowe PWN“ má desať kapitol a na 728 stranách sa detailne zaoberá problematikou chémie cementu a betónu. Monografia „Chemia cementu i betonu“, okrem veľkého množstva použitej a citovanej literatúry, je bohato ilustrovaná množstvom fotografií, tabuliek a grafov, ktoré mimoriadne vhodne a konzekventne dopĺňajú skúmanú problematiku. Okrem tradičných druhov cementov, zahrnutých v normách, je pozornosť venovaná aj špeciálnym cementom – hlinitanovému, expanzívnemu, rýchloväznému, etc. Podrobne 3/2011

❚

je analyzovaná a popísaná problematika portlandského slinku, hydratácia slinkových fáz a cementu. Značnú pozornosť autor venuje vlastnostiam cementového tmelu a cementového kameňa. Monografia je v rozhodujúcej miere zameraná na trvanlivosť betónov a tomuto uhlu pohľadu je podriadená celá jej štruktúra. Okrem vplyvu cementu, zloženia slinku a prísad, vplyvu vodného súčiniteľa, prísad a minerálnych prímesí na koróziu betónu, je veľká pozornosť zameraná na vplyv prechodovej vrstvy fázového rozhrania zatvrdnutého cementového kameňa a povrchu zŕn kameniva. Monografia „Chemia cementu i betonu“ je určená predovšetkým vedeckým a výskumným pracovníkom pôsobiacim v danej oblasti, ďalej učiteľom a študentom vysokých škôl zo stavebných fakúlt a silikátovej chémie, ako aj pracovníkom z výroby cementu, prísad, prímesí a čerstvého betónu. Dôležité informácie o príčinách a následkoch korózie betónu tu nájdu aj projektanti betónových konštrukcií. Všetci používatelia, okrem komplexného pohľadu na problematiku cementu a betónu, nájdu v tejto monografii pre svoju prácu aj množstvo inšpirácií. Som presvedčený, že monografia „Chemia cementu i betonu“ si nájde svoje miesto v knižnici každého čitateľa časopisu Betón TKS.


prof. Ing. Tibor Ďurica, CSc.

43

F I R E M N Í P R E Z E N TA C E ❚

COMPANY PRESENTATION

UNIVERZÁLNÍ PRODUKT NA PROTIPOŽÁRNÍ OCHRANU A SANACI ❚ ALL-PURPOSE PRODUCT FOR FIRE PROTECTION AND RESTORATION Daniel Štolfa Vzhledem k částečně ničivým požárům v tunelech, jako například v Gotthardově tunelu v roce 2001, nabývá stavební protipožární ochrana tunelových stavebních děl v posledních letech stále většího významu. K ochraně betonu a armatury před velkým ohřátím se používají mimo jiné maltové systémy, odolné proti požáru. Produkt Nafufill KM 250 se osvědčil nejen jako náhrada betonu PCC, použitelná univerzálně při sanaci betonu, nýbrž nyní také prokázal, že splňuje maximální nároky stavební protipožární ochrany tunelů. ❚

In light of the

sometimes devastating tunnel fires, such as the one in the Gotthard tunnel in 2001, structural fire protection of tunnel structure has increasingly gained in

1

significance in the last years. To protect the concrete and reinforcement from fire, fire-resistant mortars systems, among other things, are being used. Nafufill KM 250 has been proven to be a PCC concrete replacement which can be used universally in concrete repair and construction. It is now also proving that it can fulfill the highest demands of structural fire protection for tunnels.

Při požárech ve stavebních objektech se v podstatě rozlišuji dvě oblasti: budovy a tunely. Pro požáry v budovách byla zjištěna takzvaná standardní teplotní křivka (ETK), která je v celém světě uznávaná jako ISO 834. Simuluje průběh teploty, od vzniku požáru až po úplný požár vzhledem k času. Podle ní dosahuje například 90timinutový ničivý oheň teploty téměř 1 000 °C. Křivka konči po 180 minutách při teplotě 1 090 °C. V tunelech naopak při požáru platí jiné zákonitosti. Na rozdíl od budov se zde jedná o táhlou troubu, ze které nemůže jen tak unikat ani teplo ani kouř. Proto je zde vysoké tepelné zatížení. Navíc nelze zátěž požárem jednoznačně určit, neboť je závislá na druhu vozidla, které se bere za základ jako potencionální ohnisko požáru. Na tomto pozadí byly navrženy různé křivky požáru v tunelu, ve kterých byla zohledněna maximální teplota požáru vzhledem k časovému průběhu a druhu vozidla. Pro všechny křivky požáru je společné, že přihlížejí k rychlejšímu ohřívání v tunelu a podstatně prudčeji stoupají než standardní teplotní křivka. Vzhledem k tomu bude při téměř všech scénářích překročena značka 1 000 °C již po několika minutách. O D L U P O VÁ N Í B E T O N U

Tento rychlý narůst teploty působí v případě požáru negativně na betonovou konstrukci tunelového stavebního díla. Voda vázaná v betonu se odpařuje a přitom se rozpíná. Jestliže tento tlak páry nelze vyrovnat, vzniká explozivní odlupování betonu, které se může rozšířit až k armatuře. Je-li nezakryta, může horko neomezeně působit na betonářskou ocel. Důsledkem jsou deformace armatury a snížení její pevnosti, což ohrožuje celkovou stabilitu stavebního díla. K vytvoření stavební protipožární ochrany v tunelech je proto třeba beton a armaturu chránit před velkým ohříváním. S produktem Nafufill KM 250 je nyní k dispozici dosud jediný systém náhrady betonu PCC, který lze použít téměř ve všech oblastech sanace betonu a navíc splňuje všechny požadavky ochrany proti požáru, které platí v pozemním stavitelství a bytové výstavbě, jakož i pro stavební protipožární ochranu v tunelových stavebních dílech. Díky tomu je již léta osvědčený produkt Nafufill KM 250 nyní téměř univerzálně použitelný. ZKOUŠKA PODLE KŘIVKY POŽÁRU RWS

Pro cementovou maltu modifikovanou plasty byla již prokázána odolnost proti požáru, podle standardní teplotní křivky pro pozemní stavby, jakož i pro křivky požáru v tunelech podle 44

ZTV-ING a směrnic německého Železničního spolkového úřadu (EBA). Nyní splňuje sanační systém navíc požadavky nizozemské směrnice Rijkswaterstaat (RWS) na stavební hmoty pro stavební protipožární ochranu v tunelové výstavbě. Tato nejpřísnější evropská zkouška byla prováděna v laboratoři pokusné štoly Hagerbach ve švýcarském Flums Hochwiese, kanton St. Gallen. Křivka požáru RWS je navržena pro silniční a železniční tunely, kterými se přepravuji nebezpečné náklady. Za základ se vzal požár kamionu s cisternou, která veze 50 m3 benzinu. Již po cca pěti minutách je dosaženo teploty 1 200 °C, která vzroste během dvouhodinového požáru až na 1 350 °C, aby ke konci klesla opět na 1 200 °C. Pro laboratorní pokus se použily dvě železobetonové desky, které byly opatřeny 60 mm silnou vrstvou produktu Nafufill KM 250. Po vložení do speciální vypalovací pece byl Nafufill KM 250 vystaven výše popsaným teplotám. Přitom nesměl protipožární systém vykazovat žádné odlupování a musel po celou dobu udržovat dostatečný teplotní izolační účinek betonu a armatury. P O K U S S P O Ž Á R E M O B S TÁ L

Při tomto pokusu s požárem Nafufill KM 250 dokonale obstál. Stavební hmota nevykazovala po značném namáhání požárem žádné narušení v přilnavosti a celý průřez vrstvy zůstal zachován. Na betonu nebylo rovněž zjištěno žádné odlupování. Rovněž teploty měřené na betonovém zkušebním tělese během pokusného požáru dokázaly přesvědčit. Zde požaduje RWS, aby na povrchu betonu, tak zvaném interface, nebylo více než 380 °C, naměřeno však bylo pouze maximálně 267 °C. Kromě toho nesmí teplota v hloubce 25 mm pod interface vzrůst nad 250 °C. Zde byl však zaznamenán narůst pouze na 112 °C. Po tomto úspěšném pokusu lze nyní Nafufill KM 250 rovněž mnohostranně použít v oblasti protipožární ochrany. Prokázaný teplotní izolační účinek stavební hmoty splňuje stavební protipožární ochranu, ve smyslu křivek požáru v tunelech, stanovených v Evropě. Současně je cementová malta modifikovaná plasty první náhrada betonu PCC, která je použitelná pro protipožárně-technická zlepšeni tunelových stavebních děl. SPEKTRUM POUŽITÍ PRODUKTU NAFUFILL KM 250

Nafufill KM 250 je v sanaci betonu a ve stavební požární ochraně téměř univerzálně použitelný a má následující doklady a povolení: • Ručně a stříkáním zpracovatelná náhrada betonu PCC podle ZTV-ING, kapitola 3 Masivní stavby, odstavec 4 (dopravní stavby)


❚

3/2011

F I R E M N Í P R E Z E N TA C E ❚

COMPANY PRESENTATION

Obr. 1 Vzorové křivky testování požární odolnosti ❚ Fig. 1 Standard curves by the testing of fire resistence Obr. 2 Působení plamene vypalovací pece of the fire oven

Obr 3 Fig. 3

❚

Fig. 2

Flame impingement

Reálný průběh teplot při testování NAFUFILL KM 250 ❚ Real temperature progression by testing of NAFUFILL KM 250

Obr. 4 Vyjmutá zkušební deska po pokusném požáru ❚ Fig. 4 Strenghtened concrete test panel after fire trial Obr. 5 Pokusný požár blízký realitě v pokusné štole Hagerbach Fig. 5 Realistic test fire in the Hagerbach Test Gallery

Tab. 1 Tab. 1

Závislost intenzity požáru na druhu dopravního prostředku Relation between intensity of fire and type of the vehicle

Vozidlo Osobni automobil Nákladní automobil Kamion s cisternou Metro, autobus Vlak

Energetický obsah [MW] 5 – 10 100 300 40 300

❚

❚

Trvání požáru [min] 30 – 60 120 120 – 240 90 – 120 120 – 240

2

3

4

5

• Ručně a stříkáním zpracovatelná náhrada betonu PCC ZTV-W

oblast použiti 219 (vodní stavební díla) • Staticky započitatelný – důkaz podle sanační směrnice DAfStb, třída namáhaní M3 a M2 Certifikovaný a klasifikovaný podle EN 1504 • Elektricky vodivá opravná a anodová zatmelovací malta podle EN 12696 pro sanační princip „Katodová protikorozní ochrana oceli v betonu“

• Nehořlavý podle EN 13501, třída stavebních hmot A1 • Odolný proti požáru podle standardní teplotní křivky (ETK)

normy ISO 834, splňuje třídu požární odolnosti F90 a K90 • Odolný proti požáru podle teplotních časových křivek- ZTV-ING,

část 5, odstavec 1 + 2,- směrnice EBA,- zpráva TNO 1998-CVB-R116 a křivky požáru RWS (Rijkswaterstaat) Ing. Daniel Štolfa MC-Bauchemie, s. r. o.

Literatura: [1] Interní materiály MC-Bauchemie, s. r. o. [2] Zprávy o zkouškách společnosti VersuchsStollen Hagerbach AG č. 20090039 a 20100022

3/2011

❚


Skandinávská 990, 267 53 Žebrák tel.: 311 545 155 e-mail: [email protected] pt.mc-bauchemie.cz

45

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

❚

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

SHORA DOLŮ ... A NAHORU

❚

TOP – DOWN ... AND UP

Berislav Medič V článku je popsána metoda „top – down“, která byla v Chorvatsku poprvé použita na projektu „Cvjetni prolaz“. Jedná se o stavební postup, při kterém se staví shora dolů, konstrukce obvodových podzemních stěn zajišťujících stavební jámu jsou realizovány bez kotev, stěny jsou rozepřeny stropními deskami podzemních podlaží a základovou deskou.

❚ This article describes the “top-

down“ method, which was first used in Croatia in the project “Cvjetni prolaz“. It is a building technology involving construction which starts at the top and proceeds in the downward direction. Structures of underground walls are built without anchors, and the walls are strutted with floor slabs of the underground storeys and the foundation plate.

Při plánování výstavby residenční, kancelářské či kombinované budovy v centru města je třeba počítat s podzemními garážemi s dostatkem parkovacích míst tak, jak to požadují současné předpisy pro tuto investiční oblast. Před hloubením stavební jámy, jejíž hloubka je dána počtem podzemních podlaží, je třeba vybudovat konstrukce, které budou zajišťovat bezpečnost prací uvnitř stavební jámy. Plánované odtěžování zeminy nesmí ohrožovat stávající budovy okolo jámy, a proto musí konstrukce budované k ochraně stavební jámy zajišťovat i stabilitu okolních budov. Běžně se počítá s vybudováním svislých podzemních stěn kotvených ve vodorovných řadách. Podzemní stěny jsou uvažovány jako dočasné konstrukce, jejichž vodorovná stabilita je zajišťována zmíněnými kotvami. Realizace kotvení je celkem drahá, složitá a časově náročná činnost. Kromě toho je třeba, než se s ní začne, získat souhlas majitelů sousedních pozemků, pod které kotvy zasahují, stejně jako plány inženýrských sítí na dotčených pozemcích (není žádnou zvláštností, že sítě jsou starší než padesát let). Zajistit obojí včas je poměrně složité. Konstrukce podzemních stěn však může být realizována i bez kotev, jeli možné jako podpory použít mezilehlé stropní desky – metoda nazývaná „top – down“. V Chorvatsku byla tato metoda poprvé použita na projektu „Cvjetni prolaz“. Železobetonové podzemní stěny jsou zde rozepřeny 46

1 Obr. 1 Schéma podzemní konstrukce objektu Cvjetni prolaz underground structure of Cvjetni prolaz Obr. 2 Detail těsnicího pásku v lamele podzemní stěny in a lamella of an underground wall

❚

❚

Fig. 1

Fig. 2

Diagram of the

Detail of a sealing strip

Obr. 3 Armokoš piloty a dočasné ocelové sloupy připravené ve stavební jámě k osazení ❚ Fig. 3 Reinforcement of piles and temporary steel columns prepared in the construction pit for setting Obr. 4

Odtěžování 1. PP

❚

Fig. 4

Extracting on the 1 underground storey

Obr. 5 Sestavená podpůrná ocelová konstrukce pod bednění stropní desky ❚ Fig. 5 Assembled supporting steel structure below the formwork of the floor ceiling

stropními deskami podzemních podlaží a základovou deskou (obr. 1). Spodní hrana podzemních stěn je v úrovni až 7 m pode dnem stavební jámy ve vrstvě vysoce plastického jílu, který brání prosakování podzemní vody do jámy. Těsnící pásky ve svislých spojích mezi jednotlivými lamelami stěny (obr. 2) přispívají k dostatečné ochraně pronikání podzemní vody do prostoru stavební jámy, takže další speciální izolace proti podzemní vodě už nemusela být použita. To přispělo k snížení tloušťky stavební konstrukce – podzemní stěna je navržena jako trvalá konstrukce a tvoří vnější opěrnou stěnu v podzemní části budovy. Jako metoda „shora dolů“ bývá označován stavební postup, kdy se skutečně staví shora směrem dolů, tj. např. od přízemí směrem k základové desce. V našem případě se však současně stavělo i nahoru, takže ve dvou úrovních nad sebou byla dvě samostatná staveniště: jedno podzemní a druhé nadzemní.

Po postavení podzemní opěrné stěny se začalo s realizací pilot a dočasných ocelových sloupů, které již dodržovaly modul budoucí konstrukce. Při procesu vrtání pilot byly používány ochranné duté ocelové trouby zaražené až 1 m do štěrkopískové vrstvy podloží, aby se zabránilo vysypání zeminy do vyvrtaného prostoru. Do vyvrtané díry byl osazen výztužný koš piloty. Do místa hlavy vybetonované piloty byl připraven dočasný ocelový sloup, který se stane součástí budoucího pilíře (obr. 3). Dutým sloupem bylo spuštěno až na dno piloty potrubí, kterým byl postupně čerpán beton do piloty i do sloupu. Po té byl prostor mezi sloupem a zeminou vyplněn jílovitou suspenzí nebo štěrkem rovnoměrné zrnitosti, aby byla zajištěna stabilita sloupu při postupném zatěžování. Na sloupy byly předem navařeny krátké konzoly po vzdálenostech odpovídajících výškám podzemních podlaží, které sloužily jako dočasné podpory podzemních desek


❚

3/2011


2

3

4

5

(než byly nad nimi a pod nimi dokončeny železobetonové nosné pilíře). Odtěžování 1. PP probíhalo v „širokém“ výkopu (obr. 4). Dalším krokem byla výstavba dočasných základových patek (jen pro stropní desku budoucího 2. PP), na kterých byla smontována ocelová podpůrná konstrukce pro bednění desky (obr. 5). Konstrukce bednění je složena z mnoha modulů s rozměry cca 6 x 6 m. V každém modulu jsou čtyři závěsy, které umožňují spustit bednění o úroveň níže po té, co je potvrzeno, že vybetonovaná deska dosáhla požadované pevnosti a prostor pod ní byl na výšku dalšího podlaží odtěžen. K zajištění cesty pro dopravu zeminy vytěžené z pod desky a pohyb stavebních strojů byly v desce ve vybraných modulech vynechány otvory (obr. 6). Pro dopravu zeminy nahoru na povrch byl speciálně pro tento účel navržen a vyroben obrovský ocelový box (tank) o objemu 20 m3 s hydraulicky ovládaným uzávěrem. Po naplnění je box vy3/2011

❚

❚


zvednut jeřábem nad povrch, kde pod něj zajede nákladní automobil o stejném obsahu korby, dno boxu se otevře a jeho obsah se vysype do korby. Po odtěžení objemu podlaží je ocelová konstrukce s bedněním o výšku podlaží spuštěna, na bednění je rozložena výztuž desky (prodloužení výztuže budoucích pilířů a stěn je sestaveno dolů skrze bednění) a do bednění je uložen beton (obr. 7 a 8). Váha čerstvého betonu je vynášena deskou o poschodí výše, na které je bednění zavěšeno. Po dosažení požadované pevnosti betonu je možno pokračovat stejným způsobem a vybudovat další stropní desku o podlaží níže. Spojení mezi stropními deskami rozpírajícími obvodové podzemní stěny je zajištěno zazubením stěn a vkládáním vodorovných trnů do spoje. Tak je ochranná konstrukce stabilizována a zajištěno kvalitní spojení vodorovných a svislých nosných prvků. Ve stejném čase probíhá i výstavba nadzemních částí budovy, první sloupy, stěny (nebo jen


části stěn, které jsou nezbytné pro zajištění vodorovné stability aktuálně budovaných úrovní konstrukce) a potom desky. Jak bylo zmíněno, popisovaná stavební technologie zahrnuje dva souběžné stavební procesy – vedle budování suterénů byla stavěna současně i nadzemní část budovy. Počet nadzemních podlaží, která mohou být dokončena před tím, než je hotova základová deska, závisí na únosnosti pilot a dočasných ocelových sloupů. Za předpokladu optimální volby rastru, hloubky a průměru pilot je možno budovat souběžně stejný počet nadzemních i podzemních podlaží. Výhody tohoto stavebního postupu jsou zřejmé z mnoha pohledů: • podzemní stěny zajišťující stavební jámu se stanou vnější konstrukcí budovy – snížení tloušťky vnější konstrukce, • není nutná speciální hydroizolace, • deformace konstrukce zajišťující stavební jámu je vyloučena, 47


❚


6

7

8

Obr. 6 Odtěžování zeminy z prostoru dalšího PP pod vybetonovanou stropní deskou ❚ Fig. 6 Extracting of soil within the space of another underground storey below the concreted floor slab

• stavba nemá vliv na stabilitu okolních budov, • je dosaženo významných úspor za nerealizované kotve-

Obr. 7 Výztuž stropní desky rozložená na zavěšeném bednění ❚ Fig. 7 Reinforcement of the floor slab on the suspended formwork

• všechny uvedené výhody se projeví i v kratším termínu do-

Obr. 8 Průhled do stavby podzemních podlaží ❚ through the construction of underground storeys

• celková cena nosné konstrukce je o 30 % nižší.

Fig. 8

View

ní opěrných stěn, končení stavby,

Berislav Medič UPI-2M, Krajiška 10, 10 000 Zagreb, Croatia e-mail: [email protected], www.upi-2m.hr

48


❚

3/2011

❚



CEMENTOVÝ POTĚR JAKO NÁŠLAPNÁ VRSTVA S POHLEDOVOU ÚPRAVOU ❚ CEMENT SCREED AS A WEAR LAYER WITH A FAIR-FACE TREATMENT Robert Coufal Potěr, který plní v podlahové konstrukci funkci roznášecí, je nejčastěji ukryt před zraky uživatelů pod nějakým typem nášlapné vrstvy. Existuje řešení, jak splnit požadavky kladené na roznášecí i nášlapnou vrstvu jedním materiálem v jedné vrstvě. Je jím litý cementový potěr CemFlow s pohledovou úpravou povrchu. Tento článek pojednává o technologii litého cementového potěru a popisuje jeho použití při rekonstrukci Bílkovy vily.

❚ Screed is usually

used as a load-carrying layer in a floor layers sequence and it is usually covered by some type of floor covering. There is a possibility how to meet the requirements for both layers in just one layer. It is self leveling cement screed CemFlow with a special decorative surface treatment. This article focuses on a technology of the cement screed CemFlow and on its use in Bilek Villa restoration in Prague.

SKLADBA PODLAHOVÉHO SOUVRSTVÍ

S ohledem na kročejový útlum a tepelnou izolaci se potěry na většině staveb provádí jako potěry plovoucí. Typická skladba podlahového souvrství je vidět na obr. 1. Na nosné konstrukci je provedena vyrovnávací a tepelně-izolační vrstva, která bývá z cementových litých pěn nebo desek polystyrénu. Kročejový útlum zajišťuje pružná vrstva, nejčastěji z kro-

Obr. 1 Typická skladba podlahy ❚ Fig. 1 Typical floor layers sequence Obr. 2 Smrštění v čase ❚ Fig. 2 Shrinkage in time

boratoři a v poloprovozních podmínkách, aby se plně ověřily jeho vlastnosti, zejména objemové změny. Dále bylo potřeba skloubit požadavky na nízké smrštění s požadavky na dobrou zpracovatelnost, čerpatelnost a hlavně dostatečnou pevnost v tahu za ohybu. Smrštění potěru bylo měřeno na deskách o tloušťce 50 mm, s umožněním vysychání pouze horním povrchem. Tento způsob nejlépe vystihuje smrštění potěru v reálných podmínkách. Vhodnou skladbou směsi se podařilo omezit smrštění na 0,5 mm/m, což je zhruba poloviční hodnota smrštění oproti konvenčním potěrům. Pro srovnání je na obr. 2 uvedeno smrštění potěru P400 (400 kg cementu) a velmi lehce zhutnitelného betonu třídy C30/37 v konzistenci SF1 (Easycrete SF). Na smrštění je důležitá nejen jeho absolutní hodnota, ale i jeho průběh. Z hlediska realizace je potřeba, aby smrštění proběhlo co nejrychleji a pak už potěr zůstal objemově stálý. V čerstvém stavu se měří konzistence Hägermannovým kužílkem a rozlití by mělo být v rozmezí 220 až 260 mm. Pro cementový potěr s pohledovou úpravou povrchu by měla být hodnota rozlivu držena na dolní mezi i přes větší pracnost nivelace. Ta se provádí nivelačními hrazdami podobně jako u anhydritových potěrů. Ihned po nivelaci se cementový potěr ošetřuje ochranným nástřikem, aby se omezilo riziko trhlin z rychlého vysychání během prvních 24 h. Zároveň se postřikem zabraňuje zprahnutí povrchu (ukončení hydratace povrchu potěru vyschnutím před dosažením požadovaných mechanických parametrů)

čejového polystyrénu, PE pásů nebo desek z minerálních vláken. Tato vrstva je z materiálů s nízkým dynamickým modulem pružnosti a celkově nízkou pevností v tlaku. Musí být tedy zatěžována pouze plošně. Roznesení lokálního užitného zatížení na zatížení plošné obstarává roznášecí vrstva z potěru. Pro správný návrh její tloušťky je směrodatná stlačitelnost podkladních vrstev a pevnost potěru v tahu za ohybu. Je tedy zřejmé, že u potěrů je pevnost v tahu za ohybu mnohem důležitější než pevnost v tlaku. Pevnost potěru v tahu za ohybu je závislá především na míře zhutnění a na množství a kvalitě jemných složek směsi. To je hlavní důvod, proč se lité potěry, ať už na bázi síranu vápenatého, nebo cementu, rozšířily na úkor potěrů zavlhlých. Pevnost v tahu za ohybu není u litých potěrů tolik ovlivněna způsobem ukládky a hutněním, jako je to u potěrů zavlhlých. Lité cementové potěry měly dříve velkou nevýhodu v nadměrném smrštění, což téměř znemožňovalo jejich větší rozšíření. Litý cementový potěr, o kterém bude psáno dále v souvislosti s pohledovou úpravou povrchu, má smrštění výrazně omezené. Poslední vrstvou v podlahovém souvrství je nášlapná vrstva, která je jako jediná vizuálně vnímána uživatelem. Spojení nášlapné vrstvy s vrstvou roznášecí je tématem tohoto článku. LITÝ CEMENTOVÝ POTĚR CEMFLOW

Cementový potěr CemFlow je na trhu od roku 2008. Jeho uvedení na trh předcházely dva roky testování v la-

nášlapná vrstva

1000

ANHYMENT / CEMFLOW separační vrstva – speciální papír nebo PE fólie

900

kročejová izolace

800

EASYCRETE SF portál P400 CEMFLOW

PORIMENT

smrštění mikrostrainy

okrajová dilatační izolační páska

nosný podklad

700 600 500 400 300 200 100 0 1

1

3/2011

2

❚


15

29

43

57

71

85

99

113

127

141

155

169

183

197

211

225

239

253

267

stáří vzorku

49


❚


3

4

5

a snížení odtrhových pevností povrchových vrstev. Se smrštěním souvisí nutnost tvorby dilatačních spár. Smršťovací spáry se nejčastěji provádí předem vytvořením tzv. řízených trhlin pomocí papírových profilů. V případech, kdy jde o cementový potěr s povrchovou úpravou, se smršťovací spáry tvoří dodatečně prořezáním. Je zde třeba maximální opatrnosti, protože spáry je nutno vytvořit ihned po dosažení pochozích pevností, ještě před vznikem trhlin. Maximální velikost dilatačního celku je 40 m2, při délce hrany maximálně 6,5 m a maximálním poměru stran 4:1.

niva je viditelných v povrchu potěru. V dalším kroku se povrch čistí a probíhá sanace otevřených pórů v potěru. Tyto je nezbytné zapravit, aby se v nich nedržely nečistoty. Po sanaci pórů se povrch přeleští a vytvrdí transparentním krystalizačním densifikátorem povrchu. Povrchová úprava je zásadní pro dlouhou životnost podlahy a není dobré ji podcenit nebo nahradit nějakou levnější variantou. Cementový potěr pro povrchové úpravy může být také probarvený ve hmotě a splňovat tak požadavky architektů na barevné pojetí stavby (obr. 7). Odolnost povrchu pohledového cementového potěru v obrusu byla zkoušena na dvou vzorcích metodou BCA podle ČSN-EN 13892-4. Průměrná hodnota obrusu po 2 850 měřících cyklech byla 0,012 mm. Oba vzorky splňují parametr třídy AR 0,5 Special – těžký průmysl a další agresivní prostředí, což předurčuje použití tohoto materiálu i v nejtěžších podmínkách.

P O H L E D O VÁ Ú P R AVA

6

Pohledová úprava cementového potěru je v České republice novou záležitostí, dostala se k nám z USA. Vizuálně jde o alternativu zejména k terrazzovým podlahám a funkčně zejména k dlažbě. Podobný způsob úpravy povrchu se provádí také v Německu. V první fázi úprav se povrch brousí diamantovými bruskami různých hrubostí tak, aby bylo dosaženo požadované viditelnosti zrn a lesku povrchu. Obecně platí, že čím je hloubka zbroušení větší, tím více hrubých zrn kame-

❚

Obr. 3

Lití cementového potěru

Obr. 4

Nivelace povrchu cementového potěru

Fig. 3

POUŽITÍ PŘI REKONSTRUKCI B Í L K O V Y V I LY

Bílkova vila byla postavena v letech 1910 až 1911 na místě zbořených městských hradeb v okolí bývalé Brus-

Cement screed casting ❚

Fig. 4 ❚

Obr. 5 Vzhled pohledového cementového potěru architectural cement screed Obr. 6

Odolnost povrchu proti vodě

❚

Fig. 6

Bílkova vila

❚

Fig. 8

Look of the surface of the

Resistance against water

Obr. 7 Příklad barevné škály cementového potěru cement screeds Obr. 8

Cement screed processing

Fig. 5

❚

Fig. 7

The samples of colored

Bílek Villa

Obr. 9 Interiér Bílkovy vily během úpravy povrchu potěru Villa during surfacing of the screed

❚

Fig. 9

Interior of Bílek

Obr. 10 Detail finálního povrchu podlahy ❚ Fig. 10 Detail of the final look of the screed surface 7

50

Obr. 11a, b Vzhled finální podlahy ❚ Fig. 11a, b Final look of the floor


❚

3/2011


8

❚


9

10

11a

ké brány v Praze na Hradčanech. Budova je postavena v geometrickém stylu secesní architektury. Dnes je spravována Galerií hl. m. Prahy a v roce 2010 prodělala rekonstrukci. Zrekonstruovaný objekt je zpřístupněn pro veřejnost. Před rekonstrukcí byla podlaha v hlavní ateliérové části betonová, opatřená dvousložkovým lakem. Vzhled nové podlahy se utvářel za pomoci dobových fotografií z roku 1912 až 1915. Nakonec byl zvolen cementový potěr CemFlow v pohledové úpravě. Výsledný vzhled je patrný z obr. 10 a 11. Povrch podlahy je dostatečně odolný intenzivnímu provo3/2011

❚

11b

zu ve vile a zároveň vzhledově nenásilně zapadá do stylu okolních konstrukcí a umožňuje vyniknutí vystavených exponátů. Rekonstrukci podlahy provedla společnost ESTRA stavební.

pouze omezený počet spár, což výrazně usnadňuje údržbu podlahy. Ing. Robert Coufal TBG Pražské malty Rohanský ostrov

Z ÁV Ě R

Povrchová úprava broušením a vytvrzením má bezesporu budoucnost nejenom v architektonicky náročných dílech, ale i v běžných stavbách bytové výstavby – např. na chodbách bytových domů, v kuchyních nebo tam, kde je dnes používána dlažba. Velkou výhodou je, že oproti dlažbě je v ploše


Rohanské nábřeží 68 186 00 Praha 8 e-mail: [email protected] tel.: 724 283 989 www.tbgprazskemalty.cz Redakce děkuje Galerii hlavního města Prahy za laskavé svolení s uveřejněním fotografií Bílkovy vily.

51

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE

❚

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

VÝROBKY A SYSTÉMY NA OCHRANU A OPRAVU BETÓNOVÝCH KONŠTRUKCIÍ ❚ PRODUCTS AND SYSTEMS FOR THE PROTECTION AND REPAIR OF CONCRETE STRUCTURES Juraj Bilčík, Róbert Köppl

1

EN 1504-1 Definície

Skúšobné normy

Na vypracovanie európskych noriem na ochranu a opravu betónových konštrukcií bolo vynaložené značné úsilie. Po viac ako desiatich rokoch intenzívnych diskusií v pracovných skupinách bol súbor noriem EN 1504: „Výrobky a systémy na ochranu a opravu betónových konštrukcií“ v roku 2009 implementovaný v členských krajinách CEN. Pozostáva z desiatich

EN 1504-9 Všeobecné zásady používania výrobkov a systémov

základných noriem a viac ako šesťdesiatich skúšobných noriem pre produkty, pričom upravuje aj požiadavky na ich certifikáciu. Predložený príspevok poskytuje celkový prehľad o obsahu súboru noriem a možnosti ich uplatnenie pri sanáciách betónových konštrukcií. Počas rekonštrukcie zimného štadióna v Bratislave sa nová norma aplikovala na výber materiálov s nosnou funkciou. ❚ Great effort has been made to work out a European

EN 1504-10 Používanie výrobkov a systémov na stavbe, kontrola kvality vyhotovenia

EN 1504-2 až 7 Výrobky

viac ako 60 Skúšobných noriem, napr.:

- 2: Systémy na ochranu povrchu - 3: Reprofilačné malty - 4: Lepidlá - 5: Injektážne materiály - 6: Kotevné materiály - 7: Materiály na ochranu výstuže

- EN 1542 Odtrhové skúšky - EN 15 184 Skúška vytiahnutia

Standard on protection and repair of concrete structures. After more than ten years of intensive discussions within different working groups the series of standards EN 1504: “Products and systems for protection and repair of

EN 1504-8 Kontrola kvality a hodnotenie zhody

concrete structures“ was in 2009 implemented EU. It consists of a set of ten basic standards and more than sixty test standards for products, while it regulates also the requirements for their certification. The paper presents a global overview about the extent of standards and possibilities of their

2

Príčiny porúch betónu

application in repair of concrete structures. During the upgrading of the ice hockey stadium in Bratislava the new standard has been applied for the selection of structural repair materials.

Aj na takom trvanlivom materiáli ako je betón sa nepriaznivo prejavuje dlhodobé pôsobenie environmentálneho zaťaženia, pod čím treba rozumieť chemické, biologické a fyzikálne účinky prostredia. Vzhľadom na veľký počet existujúcich stavieb sa v rozvinutých ekonomikách približne 50 % výdavkov na výstavbu použije na údržbu existujúceho stavebného fondu [1]. Jedným z hlavných cieľov EÚ je vytvoriť jednotný trh a odstrániť všetky prekážky obchodu. Normalizácia je jedným z nástrojov na dosiahnutie tohto cieľa. Normy všeobecne majú postavenie dobrovoľnosti, záväznými sa stávajú, ak sa uvádzajú v zmluvách medzi účastníkmi procesu výstavby [2]. Na začiatku 90. rokov v Čechách i na Slovensku, na rozdiel od Nemecka, chýbali záväzné predpisy na ochranu a opravu betónových konštrukcií. Neskôr boli vydané Technické podmínky SSBK [3], resp. Technické podmienky ZSBK [4] a v ČR aj podnikové smernice (ČEZ a ŘSD). Napriek tomu rýchlo expandujúci trh s materiálmi poskytoval málo hodnoverných poznatkov o ich vlastnostiach a kritériách výberu. Aj dostupné informácie boli ťažko transformovateľné na konkrétne podmienky, vzhľadom na veľkú variabilitu podmienok a postupov pri ich skúšaní. Z tohto hľadiska treba privítať a propagovať jednotnú metodiku navrhovania, skúšania a výberu materiálov na ochranu a opravu, ktorú zavádza súbor noriem EN 1504 a nadväzujúce skúšobné normy. Bez toho by boli trvanlivé sanácie betónových konštrukcií skôr umením ako vedou. KONCEPCIA EN 1504

Prehľad o štruktúre desiatich častí súboru noriem EN 1504 a príslušných skúšobných normách poskytuje obr. 1. Jadrom súboru sú časti 2 až 7 zaoberajúce sa výrobkami a systémami na opravu, ochranu, rekonštrukciu a zosilňovanie betónových konštrukcií a opatrenia na označenie výrobku sym52

Mechanické:

Chemické:

Fyzikálne:

- abrázia - únava - ráz, vibrácia - preťaženie - posun, sadanie - explózia

- alkalická reakcia kameniva - agresívne činitele - biologické účinky

- zmrazovacie cykly - tepelné účinky - kryštalizácia soli - zmrašťovanie - erózia - opotrebenie

Zásady ochrany a opravy betónu Zásada č. 1 Ochrana proti vniknutiu látok Zásada č. 2 Ovplyvnenie vlhkosti Zásada č. 3 Obnova betónu Zásada č. 4 Zosilnenie konštrukcie Zásada č. 5 Zvýšenie fyzikálnej odolnosti Zásada č. 6 Zvýšenie odolnosti proti chemikáliám

3

Príčiny porúch výstuže

Karbonatácia: - obsah a druh cementu - vodní súčiniteľ - ošetrovanie - zrážky - teplota/vlhkosť

Kontaminácia spôsobujúca koróziu: pri miešaní: - chloridové soli (NaCl, CaCl) z okolitého prostredia: - morská voda - posypová soľ - iné kontaminanty

Bludné prúdy

Zásady ochrany a opravy výstuže Zásada č. 7 Konzervácia alebo obnova pasivity Zásada č. 8 Zvýšenie elektrického odporu betónu Zásada č. 9 Kontrola katodických oblastí Zásada č. 10 Katodická ochrana Zásada č. 11 Kontrola anodických oblastí


❚

3/2011

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE Obr. 1 Schéma usporiadania EN 1504 [6] ❚ Fig. 1 The scheme of arrangement of EN 1504 [6] Obr. 2 Príčiny porúch, zásady ochrany a opravy betónu [5] ❚ Fig. 2 Causes of failures, principles of protection and repair of concrete [5]

❚

Obr. 3 Príčiny porúch, zásady ochrany a opravy korózie výstuže [5] ❚ Fig. 3 Causes of failures, principles of protection and repair of reinforcement corrosion [5]

4

Obr. 4 Zimný štadión po odstránení strechy a plášťa ❚ Fig. 4 Ice hockey stadium after removal of the roof and shell Obr. 5 Plocha a tribúna počas rekonštrukcie ❚ Fig. 5 Rink and the grandstand during upgrading

5

bolom zhody CE. Časť 9 je nemenej dôležitá, nakoľko uvádza základné pravidlá na špecifikáciu výrobkov a systémov uvedených v častiach 2 až 7. Časť 1 definuje pomenovania týkajúce sa výrobkov a systémov a časť 10 obsahuje požiadavky na prípravu podkladu, nanášanie materiálu, zabezpečenie kvality a hodnotenie zhody. Koncept EN 1504 je založený na rozdelení porúch betónových konštrukcií na poruchy betónu a výstuže. Jedenásť zásad ochrany a opravy v EN 1504-9 je preto rozdelených do dvoch skupín: • zásady ochrany a opravy 1 až 6 sa týkajú porúch betónu, • zásady ochrany a opravy 7 až 11 sa týkajú korózie výstuže. Zásady 1 až 6 sa týkajú porúch betónu alebo betónových konštrukcií, spôsobených mechanickými, chemickými a fyzikálnymi vplyvmi (obr. 2). Na obr. 2 a 3 uvedené zásady sa v praxi uplatňujú pomocou rôznych metód, ktoré sú zoradené v tab. 1 v EN 1504-9. Celkovo sa pre jedenásť zásad uvádza tridsať jedna metód na ochranu a opravu. Skutočnosť, že niektorá metóda nie je uvedená, neznamená, že nie je vyhovujúca. Pre zvolenú metódu alebo kombinácie metód vyberie projektant vhodné materiály. Výber sa riadi normami EN 1504-2 až 7, pričom požadované vlastnosti materiálu na „všetky zamýšľané použitia“, ako aj na „určité zamýšľané použitia“ sa stanovia pomocou zodpovedajúcich tabuliek. Úlohou projektanta je stanoviť aj vlastnosti na určité zamýšľané použitie, prípadne aj triedu požiadaviek (pre nátery napr. triedu odolnosti proti šmyku alebo triedu prekrytia trhlín). Postup pri výbere zásad, metód a materiálov na ochranu a opravu: • posúdenie stavu konštrukcie a zistenie príčin poškodenia, • stanovenie cieľov ochrany a opravy, • výber zásad (princípov) a metód na ochranu a opravu betónovej konštrukcie, • definícia vlastností výrobkov a systémov na ochranu a opravu, • výber materiálov na ochranu a opravu, • špecifikácia požiadaviek na údržbu po urobení ochrany a opravy. 3/2011


❚

R E K O N Š T R U K C I A Z I M N É H O Š TA D I Ó N A V B R AT I S L AV E

V roku 2006 bolo rozhodnuté, že majstrovstvá sveta v ľadovom hokeji 2011 sa uskutočnia na Slovensku v Bratislave a Košiciach. Podmienkou konania bolo postavenie nového hokejového štadióna v Bratislave. Začiatkom roku 2008 ešte nebolo jasné, kde bude nový štadión stáť. Nakoniec sa po „výhodných“ zámenách pozemkov rozhodlo, že sa bude rekonštruovať štadión Ondreja Nepelu v centre mesta. Pôvodný železobetónový skelet objektu štadióna s pôdorysnými rozmermi 70 × 100 m bol postavený v rokoch 1943 až 1952. V roku 1957 bol štadión zastrešený a v roku 1987 rekonštruovaný. Štadión pre MS 2011 sa začal rekonštruovať 1. mája 2009. Podperné stĺpy pôvodnej železobetónovej konštrukcie bránili divákom vo výhľade, preto horná železobetónová konzolová doska, stĺpy a oceľová strešná konštrukcia boli pri rekonštrukcii odstránené. Z pôvodnej železobetónovej konštrukcie boli ponechané len stupne a priečne väzby tribún (obr. 4 a 5). Kontrolným statickým výpočtom sa zistilo, že odolnosť železobetónových tribún je pri pôsobení úžitkového zaťaženia vyčerpaná a neumožňuje ani čiastočné priťaženie novou oceľovou konštrukciou. Z tohto dôvodu bol pri návrhu nosnej oceľovej konštrukcie zvolený samonosný priečny nosný systém. Vzájomná osová vzdialenosť typických medziľahlých väzieb je 10 m. Nové priečne väzby obkračujú pôvodné železobetónové tribúny. Väzníky s dĺžkou 86 m a rozpätím 76,54 m majú šošovkovitý tvar s výškou v strede rozpätia 6 m, v mieste uloženia na stĺpy 2,103 m. Vedľa hlavnej haly bola postavená tréningová hala s pôdorysnými rozmermi 79,7 × 72 m [9]. Pod celou tréningovou halou sú umiestnené dvojpodlažné garáže zhotovené technológiou bielej vane. V ďalšom sa uvádza príklad aplikácie EN 1504 pre výber materiálov na opravu stĺpov. Objednávateľom rekonštrukcie bol Generálny investor Bratislavy, generálnym projektantom Fischer, s. r. o., a zhotoviteľom Ingsteel, spol. s r. o. Posúdenie stavu stĺpov a zistenie príčin poškodenia Pri hodnotení existujúcich konštrukcií sa postupuje podľa ISO 13822. Hodnotenie pozostáva z prieskumu, analýzy a overenia konštrukcie. Do prieskumu sa zaraďuje štúdium


53

❚


Početnosť


20

fck,cube =

4 fck,cube ni n

= 29,5 MPa

15 10 5

C 12/15 16/20 20/25 25/30 30/37 35/45 40/50 Triedy pevnosti betónu

7 Tab. 1 Tab. 1

Metódy na ochranu a opravu pre zvolené zásady 3, 4 a 7 ❚ Protection and repair methods for selected principles 3, 4 and 7

Zásada 3 Zásada 4 Zásada 7 6

Metóda 3.1 Metóda 3.2 Metóda 3.3 Zosilnenie konštrukcie Metóda 4.4 Obnova betónu

Ochrana alebo obnovenie pasivácie

Ručné nanášanie malty Doplnenie prierezu betónom alebo maltou Nástrek betónom alebo maltou Doplnenie malty alebo betónu Zvýšenie krytia dodatočným nanesením malty Metóda 7.1 alebo betónu Nahradenie kontaminovaného alebo Metóda 7.2 karbonatovaného betónu

Pre jednotlivé stĺpy boli podľa rozsahu poškodenia zvolené metódy 3.1, 4.4 a 7.1.

podkladov, prehliadka a skúšky. Stĺpy tribúny boli hodnotené na základe podrobnej vizuálnej prehliadky spojenej s odstránením poškodeného betónu. Zo statického hľadiska boli stĺpy v rôznom stave. Niektoré boli nepoškodené, väčšina mala viac alebo menej významné poruchy a časť stĺpov mala veľmi významné poruchy (obr. 6). Príčinou porúch betónu bola jednak nerovnomerná kvalita čerstvého betónu v 50tich rokoch a jeho spracovania, ako aj nešetrný postup pri odstraňovaní priľahlých častí konštrukcie. Množstvo štrkových hniezd súvisí s nevhodnou konzistenciou, rozmiešaním pri ukladaní a nedostatočným zhutnením čerstvého betónu. Na viacerých stĺpoch, ktoré sa nachádzali v prostredí so zvýšenou vlhkosťou vzduchu, sa prejavila výrazná korózia výstuže iniciovaná karbonatáciou betónu. Stanovenie cieľov opravy stĺpov Hlavné ciele opravy sú obnova odolnosti a trvanlivosti stĺpov. Reprofilačný materiál musí byť schopný prenášať napätia od účinku priameho, nepriameho a environmetálneho zaťaženia. Výber zásad a metód na ochranu a opravu stĺpov Na základe cieľov opravy boli pre stĺpy tribúny zvolené zásady 3, 4 a 7. V EN 1504-9 sa uvádzajú pre zvolené zásady metódy ochrany a opravy uvedené v tab. 1. Definícia vlastností výrobkov na ochranu a opravu V rámci skúšania betónu stĺpov sa tvrdomernou skúškou (Schmidtovým kladivkom) zisťovala pevnosť betónu v tlaku a odtrhovou skúškou pevnosť v ťahu povrchových vrstiev betónu. Výsledky tvrdomernej skúšky boli kalibrované na troch valcových vzorkách odobratých z vyšetrovaných stĺpov. Hodnoty pevnosti betónu v tlaku sa pohybovali v rozmedzí tried C12/15 až C40/45. Početnosť jednotlivých tried pevnosti je znázornená na histograme (obr. 7). Strednej hodnote kockovej pevnosti betónu v tlaku fck,cube= 29,5 MPa najlepšie vyhovuje betón triedy C25/30. Statický modul pružnosti zodpovedajúci tejto triede betónu je 54

Obr. 6 Veľmi významná statická porucha stĺpa R2-3 ❚ Fig. 6 Very significant structural failure of the column R2-3 Obr. 7 Histogram početnosti tried kockovej pevnosti betónu v tlaku Fig. 7 Histogram of frequency classes for concrete compressive strength Obr. 8 Zimný štadión po rekonštrukcii after upgrading

❚

Fig. 8

Obr. 9 Ľadová plocha a tribúna po rekonštrukcii the grandstand after upgrading

❚

Ice hockey stadium ❚

Fig. 9

Rink and

31 GPa. Na metódu opravy 3.1 a 7.1 sa odporúčala použiť polymércementová malta a na metódu 4.4 betón STN EN 206-1 – C25/30 – XC3 (SK) -Cl 0,4 – D max 8 – C3. Výber výrobkov na ochranu a opravu stĺpov metódou 3.1 a 7.1 Pre výber materiálov na doplnenie prierezu stĺpov polymércementovou maltou metódami 3.1 a 7.1 sa použila EN 1504-3. V tab. 1 uvedenej normy sú uvedené sledované vlastnosti výrobkov a systémov na opravu s nosnou funkciou a bez nosnej funkcie. Na „všetky zamýšľané použitia“ treba sledovať tieto vlastnosti reprofilačného materiálu: pevnosť v tlaku, obsah chloridových iónov, prídržnosť, viazané zmrašťovanie, odolnosť proti karbonatácii. Keďže stĺpy sú vystavené účinkom stálych a dlhodobých zaťažení bol sledovaný aj modul pružnosti. Vzhľadom na veľkú variabilitu hrúbky reprofilácie sa pri výbere uplatnila požiadavka, aby materiál umožňoval v jednej vrstve (bez potreby vystuženia) vytvorenie čo najväčšej hrúbky. Vzhľadom na požiadavku, aby reprofilačný materiál mal pevnosť v tlaku a modul pružnosti blízky hodnotám podkladového betónu, a poznatok, že materiály aplikované ručne majú nižší modul pružnosti, oproti hodnotám deklarovaným vo vyhláseniach zhody, sa na reprofiláciu betónu stĺpov odporúčal materiál na opravu s nosnou funkciou triedy R4. Požiadavky na hodnoty jednotlivých vlastností výrobkov na opravu s nosnou a bez nosnej funkcie uvádza EN 1504-3 v tab. 3. V prílohe B sú uvedené skúšobné metódy pri špeciál-


❚

3/2011


❚

S TA N D A R D S • Q U A L I T Y • C E R T I F I C AT I O N Literatúra: [1] STN ISO 15686-1: Budovy a ich časti. Určenie životnosti. Časť 1: Všeobecné princípy, jún 2005, 53 str. [2] Tölgyessyová H.: Sanácie betónových konštrukcií – technické normy a predpisy. In zborník: Seminár Sanácia betónových konštrukcií, Smolenice 2009, str. 91–94 [3] Dohnálek J., Pumpr V.: Technické podmínky pro sanace betonových konstrukcí. TP SSBK I, Praha, květen 1996 [4] Technické podmienky pre sanácie betónových konštrukcií TP ZSBK 1 – 1999. ZSBK, december 1999 [5] STN EN 1504-9: Výrobky a systémy na ochranu a opravu betónových konštrukcií. Definície, požiadavky, riadenie kvality a hodnotenie zhody. Časť 9: Všeobecné zásady používania výrobkov a systémov, máj 2009, 28 str. [6] Büttner T., Raupach M.: Schutz und Instandsetzung von Betonbauwerken nach der Europäischen Normenreihe EN 1504. Beton 12 (2009), s. 552–557 [7] STN EN 1504-2: Výrobky a systémy na ochranu a opravu betónových konštrukcií. Definície, požiadavky, riadenie kvality a hodnotenie zhody. Časť 2: Systémy na ochranu povrchu betónu. August 2005, 47 str. [8] STN EN 1504-3: Výrobky a systémy na ochranu a opravu betónových konštrukcií. Definície, požiadavky, riadenie kvality a hodnotenie zhody. Časť 3: Opravy s nosnou funkciou a bez nosnej funkcie. November 2006, 26 str. [9] Agócs Z., Bezák A., Vanko M.: Návrh a realizácia rekonštrukcie oceľovej konštrukcie Zimného štadióna O. Nepelu v Bratislave. In: Zborník z konferencie Príprava, navrhovanie a realizácia inžinierskych stavieb, Bratislava 31. 3. 2011 [10] ISO 13822: Bases for design of structures – Assessment of existing structures. Second edition, 2010-08-01, 52 pp. [11] Poston R. W., Kesner K. E., McDonald J. E., Vaysburd A. M., Emmons P. H.: Selecting Durable Repair Materials. Concrete International 11 (2000), pp. 21–29 [12] STN EN 1504-10: Výrobky a systémy na ochranu a opravu betónových konštrukcií. Definície, požiadavky, riadenie kvality a hodnotenie zhody. Časť 10: Používanie výrobkov a systémov na stavbe, kontrola kvality vyhotovenia. September 2004, 64 str.

8

9

nych aplikáciách. Pre prvky dlhodobo namáhané tlakovým napätím môže byť relevantné predpísať aj dotvarovanie betónu v tlaku. Udaná hodnota by mala byť blízka hodnote dotvarovania podkladového betónu. Pri PCC maltách na opravy s nosnou funkciou sa táto skúška obvykle nepožaduje, ak sa v návrhových kritériách požaduje 60% pevnosť v tlaku po 28 dňoch. Experimentálne skúšky [11] ukázali, že hodnoty dotvarovania polymércementových kompozitov dosahujú dvoj- až trojnásobok hodnôt cementových kompozitov. Pri väčšom rozsahu reprofilácie betónu stĺpov by sa preto mal použiť cementový kompozit bez polymérnej prísady. Pri výrobkoch na opravu stavebných prvkov, na ktoré sa kladú požiadavky požiarnej odolnosti, musí výrobca uviesť požiarnu klasifikáciu výrobku. Keďže stĺpy tribúny patria do tejto skupiny, vyžadovala sa reprofilačná malta s triedou odolnosti A1 proti požiaru. Početnosť skúšok a prípustné maximálne a minimálne hodnoty na zabezpečenie kvality sú uvedené v STN EN 1504-10. Počas opravy betónových stĺpov sa robili kontrolné skúšky pevnosti v tlaku a ťahu za ohybu použitej reprofilačnej malty. Popri vizuálnej kontrole opravených plôch sa robili aj skúšky prídržnosti malty k betónovému podkladu.

Z ÁV E R

Súbor noriem EN 1504 zavádza systém do výberu zásad (princípov) a metód na ochranu a opravu betónových konštrukcií. Poskytuje projektantovi orientáciu v príčinách porúch betónu a korózie výstuže, stanovuje vyžadované vlastnosti, a tým uľahčuje výber vhodných výrobkov a systémov. Keďže sa pri výberových konaniach materiálov na opravu konštrukcií často prihliada iba na cenu alebo iné „okolnosti“, treba aby projektanti podrobne špecifikovali technické vlastnosti výrobkov a systémov. Vzhľadom na veľké množstvo parametrov a ich kombinácii je vhodné, aby projektant mal viacročné skúsenosti v oblasti navrhovania ochrany a opravy betónových konštrukcií. Príspevok vznikol za podpory výskumného projektu VEGA č.1/0306/09 „Aplikácia pravdepodobnostných metód na obnovenie spoľahlivosti betónových stavieb“. Prof. Ing. Juraj Bilčík, CSc. Katedra betónových konštrukcií a mostov Stavebná fakulta STU Bratislava Radlinského 11, 813 68 Bratislava tel.: +421 259 274 546, e-mail: [email protected]

Špecifikácia požiadaviek na údržbu po urobení ochrany a opravy Betónové stĺpy tribúny sa nachádzajú v interiéry zimného štadióna, ich ochrana a údržba nebola riešená v rámci opravy stĺpov. 3/2011

❚


Ing. Róbert Köppl Ingsteel, spol. s r. o. Tomášiková 17, P. O. Box 82, 820 09 Bratislava 29 tel.: +421 248 269 118, e-mail: [email protected]

55

VĚDA A VÝZKUM

❚

SCIENCE AND RESEARCH

NOVÝ ZPŮSOB STANOVENÍ MRAZUVZDORNOSTI BETONU S VYUŽITÍM METOD PRO SLEDOVÁNÍ PORUCH STRUKTURY ❚ NEW WAY OF FROST RESISTANCE DETERMINATION OF CONCRETE BY USING METHODS FOR STRUCTURAL DAMAGE MONITORING Petr Cikrle, Ondřej Pospíchal

P O R O V N Á N Í M E T O D I K P R O S TA N O V E N Í MRAZUVZDORNOSTI

Článek pojednává o nových metodách určených pro zkoušení odolnosti betonu a kamene proti střídavému zmrazování a rozmrazování. Nové zkušební postupy jsou založeny na sledování poruch struktury pomocí nedestruktivních elektroakustických metod. Návrat zde slaví zejména metoda rezonanční, ovšem ve výrazně jednodušší impulsní podobě. Novou veličinou pro hodnocení míry porušení betonu je relativní dynamický modul pružnosti, vypočtený buď z rezonančních frekvencí, anebo z rychlosti šíření impulsů ultrazvukového vlnění. V experimentální části článku jsou porovnány výsledky zkoušek na zmrazovaných betonech různé kvality.

❚ The

paper deals with new testing methods for determination of freeze-thaw resistance of concrete and stone. The new methods are based on monitoring of structural damage by using non-destructive electroacoustic methods. There is above all a comeback of the resonance method, but in the markedly more simple impulse form. The relative dynamic modulus of elasticity is a new parameter for the assessment of damage volume, calculated either from resonance frequencies or from propagation velocity of ultrasonic waves. In the experimental part of this paper there is a comparison of the tests results of various kinds of frozen concrete.

Trvanlivost materiálů a výrobků je v současnosti velmi aktuálním tématem, o čemž svědčí i to, že je orgány Evropské unie navržena v dokumentu CPR (Construction Products Regulation) jako nový – sedmý základní požadavek na stavby a stavební výrobky. Trvanlivost lze u materiálů hodnotit z různých úhlů pohledu a v závislosti na tom, jací činitelé ji ovlivňují. U betonových konstrukcí vystavených venkovnímu prostředí patří bezesporu mezi nejvýznamnější činitele mráz a jeho účinky, hodnocení mrazuvzdornosti je tedy třeba věnovat náležitou pozornost. Opakovaným rozpínáním a smršťováním ledu, respektive vody obsažené v pórech či vnitřní struktuře betonu, dochází během střídavého zmrazování a rozmrazování k rozvoji trhlin a ke vzniku pnutí v konstrukci, které vede k jejímu postupnému porušování. Během zmrazování se také výrazněji snižuje tuhost prvku v ohybu a kroucení, méně pak osová tuhost [1]. V této oblasti zůstává mnoho nezodpovězených otázek, mezi něž patří například vliv provzdušnění na mrazuvzdornost betonu, vhodnost současných normových metod a výběr té nejvhodnější pro posouzení mrazuvzdornosti [2]. Nová norma na hodnocení poruch struktury cyklickým zmrazováním [4] upřednostňuje nedestruktivní zkoušky a zřejmě správně požaduje stanovení příčných rezonančních frekvencí, které na porušení vnitřní struktury reagují nejrychleji. Ultrazvuková metoda sice nereaguje tak hbitě, výsledky této metody však o něco lépe souhlasí s výsledky zjištěnými zkouškami destruktivními. Ačkoliv však u nás zmíněná norma na hodnocení poruch struktury cyklickým zmrazováním platí již pátým rokem, velká část odborné veřejnosti hodnotí mrazuvzdornost betonu podle normy vydané na konci šedesátých let minulého století a novější normu k hodnocení nevyužívá. 56

Stanovení mrazuvzdornosti betonu dle ČSN 73 1322 [3] Tato norma, která beze změn platí již od roku 1969, se zabývá stanovením mrazuvzdornosti na zkušebních tělesech betonů hutných z hutného i pórovitého kameniva. Principem metody je střídavé zmrazování a rozmrazování vodou nasycených betonových těles na počet cyklů daný příslušnými normami, předpisy nebo projektem. Po předepsaném počtu cyklů se zkouškami stanoví míry porušení zkušebních těles. Jelikož základní zkouškou je pevnost v tahu za ohybu, používají se jako zkušební tělesa nevyztužené trámce čtvercového průřezu s rozměry 100 × 100 × 400 mm. Počet zkušebních trámců se určí v závislosti na počtu zmrazovacích cyklů – pro každou zmrazovací etapu je třeba zhotovit jednu sadu trámců (nejméně tři zkušební tělesa) zmrazovaných a jednu sadu trámců nezmrazovaných pro porovnávací účely. Vlastní zmrazovací cyklus sestává ze 4 h zmrazování (teplota v rozmezí -15 až -20 °C nebo v rozmezí -18 až -23 °C) a 2 h rozmrazování ve vodě o teplotě +20 °C. Po ukončení každé zmrazovací etapy se vždy jedna sada zkušebních trámců (tři trámce) zkouší na pevnost v tahu za ohybu a zpravidla pevnost v tlaku na koncích trámců. Tím samým způsobem se po ukončení zmrazování zkušebních těles vyzkouší také sada porovnávacích (nezmrazovaných) trámců. Norma připouští i použití nedestruktivní metody zjišťování změny jakosti betonu při zmrazování, což umožňuje snížit počet těles. Jako výsledek zkoušky se pro každou ukončenou etapu zmrazování a pro celou zkoušku zmrazování uvádějí: • zjištěné úbytky hmotnosti zkoušených zmrazovaných trámců v % hmotnosti, • pevnosti betonu v tahu za ohybu a zpravidla i pevnost konců trámců v tlaku, a to jak zmrazovaných, tak i porovnávacích, • součinitel mrazuvzdornosti betonu po jednotlivých etapách a po ukončení zkoušky (součinitel mrazuvzdornosti je poměr hodnoty aritmetického průměru pevnosti zmrazovaných trámců v tahu za ohybu k hodnotě aritmetického průměru pevnosti porovnávacích trámců v tahu za ohybu), • změna sledovaného parametru nedestruktivní metody, bylo-li použito nedestruktivního vyšetřování dynamickou metodou. Beton je mrazuvzdorný na ten počet cyklů, při kterém součinitel mrazuvzdornosti není menší než 75 % nebo ukazatel nedestruktivní zkoušky dosáhl hodnoty určující mrazuvzdornost podle příslušných norem nebo předpisů (není stanoveno přesněji). Porušení vnitřní struktury betonu dle ČSN 73 1380 [4] Podstata zkoušky odolnosti proti zmrazování a rozmrazování podle této normy spočívá ve stanovení jednotlivých dynamic-


❚

3/2011

VĚDA A VÝZKUM

kých modulů pružnosti buď z doby průchodu UZ impulsů, nebo vlastní příčné frekvence a následném výpočtu relativní změny dynamického modulu pružnosti po 56 zkušebních zmrazovacích a rozmrazovacích cyklech. ČSN 73 1380 zahrnuje celkem tři metody zjišťování porušení vnitřní struktury a žádná z nich není určena jako referenční. Jedná se o: • zkoušku na trámci, • zkoušku na desce, • zkoušku CIF. Dvě z nich (zkouška na desce a zkouška CIF) jsou však dle našich zkušeností poměrně složité na provádění a navíc nejsou příliš citlivé. Metoda na trámci se naopak jeví jako poměrně snadno proveditelná a navíc má mnoho společného s původním zkušebním postupem podle ČSN 73 1322 [3]. Hlavním rozdílem proti původní normě je důraz kladený na nedestruktivní zkoušení betonu pomocí ultrazvukové a rezonanční metody. Novou veličinou, podle níž se posuzuje míra porušení vnitřní struktury betonu, je relativní dynamický modul pružnosti (dále RDM). Vhodným tělesem pro zkoušení odolnosti proti střídavému zmrazování a rozmrazování je referenční trámec o rozměrech 100 × 100 × 400 mm. Pro korektní provedení zkoušky je vhodné použít nejméně tři zkušební trámce. Pro stanovení vlastní příčné frekvence musí být zkušební těleso při zkoušce umístěno na pružné podložce, např. z molitanu, aby nedošlo k ovlivnění vlastní frekvence materiálu. Snímač se umístí pomocí přilnavého materiálu, který je schopen zajistit dobrý akustický kontakt, na povrch zkoušeného tělesa do polohy dle obr. 1. Mechanickým impulsem, nejčastěji pomocí kladívka, je vyvoláno vlastní kmitání částic zkušebního tělesa a příslušná hodnota je zaznamenána s přesností 10 Hz. Zkouška se doporučuje opakovat nejméně třikrát za účelem získání průměrné hodnoty a směrodatné odchylky max. 100 Hz. Relativní dynamický modul pružnosti pomocí rezonanční frekvence se stanoví pomocí vztahu: 2

⎛f ⎞ RDM ( F ) = ⎜⎜ n ⎟⎟ 100 [ % ] , ⎝ f0 ⎠

kde fn je vlastní frekvence měřená po n zmrazovacích cyklech [Hz] a f0 je počáteční vlastní frekvence [Hz]. Pro stanovení doby průchodu ultrazvukových impulsů se používá ultrazvukový přístroj, který sestává z budiče, snímače a vyhodnocovacího zařízení. U kontaktních ploch budiče i snímače musí být zajištěna dobrá akustická vazba s povrchem zkoušeného materiálu a jsou umístěny vždy na protilehlá čela zkoušených těles (obr. 1) tak, aby dráha pro průchod UZ vlnění byla v rámci jednoho zkušebního tělesa vždy shodná. Doba průchodu UZ vlnění se snímá s přes-


ností na 0,1 μs a sondy jsou přitlačovány k povrchům vždy stejně velkou silou. Relativní dynamický modul pružnosti pomocí měření doby průchodu UZ impulsů se stanoví pomocí vztahu: 2

⎛t ⎞ RDM (U ) = ⎜ S, 0 ⎟ 100 [ % ] , ⎜t ⎟ ⎝ S, n ⎠

kde tS,0 je počáteční doba průchodu UZ impulsů zkušebním tělesem [μs] a tS,n je doba průchodu UZ impulsů tělesem po n zmrazovacích a rozmrazovacích cyklech [μs]. Zkouška zmrazování a rozmrazování začíná po 28 dnech po zhotovení zkušebních těles. Na každém tělese se odečte počáteční hodnota měření pomocí zkušební metody rezonanční a současně ultrazvukové a data se zaznamenají. Zmrazovací fáze každého cyklu trvá 8 h, nejpozději do 15 min po jejím ukončení následuje čtyřhodinová rozmrazovací fáze, v níž jsou trámce polévány vodou o teplotě 13 ± 8 °C nebo jsou vloženy do vodní lázně o téže teplotě. Poznámka: Délka zmrazování i rozmrazování je zásadně odlišná od dosavadních zvyklostí, neboť prodlužuje čas potřebný k provedení zkoušky na dvojnásobek. Jeden cyklus tak trvá 12 h. Po každém měření po n zmrazovacích a rozmrazovacích cyklech se pro každé zkušební těleso stanovuje RDM dle odpovídající použité metody. Jednotlivé hodnoty RDM, průměrná hodnota a směrodatná odchylka z každého zkušebního tělesa po ukončení zmrazování se použije pro vyhodnocení porušení vnitřní struktury betonu zkoušeného tělesa. Jako dodatková informativní hodnota se používá absorpce vody, což je změna hmotnosti po n zmrazovacích a rozmrazovacích cyklech. N ÁV R AT K R E Z O N A N Č N Í M E T O D Ě

Metodiky měření rezonančních frekvencí V předchozí části článku byla hojně zmiňována rezonanční metoda, která je schopná poskytnout důležité informace o změnách ve vnitřní struktuře betonu i dalších stavebních materiálů. Metoda je známa již dlouho, avšak od 90. let 20. století v naší stavební praxi postupně upadala v zapomnění a příslušná norma ČSN 73 1372 [6] byla dokonce navržena ke zrušení se zdůvodněním, že rezonanční metodu stejně nikdo nepoužívá. Příčiny nezájmu o rezonanční metodu lze hledat jednak v nedostatku kvalitních přístrojů a rovněž v poměrně složitém provádění a vyhodnocování zkoušky. V poslední době se však situace změnila. Z evropských zemí k nám začaly přicházet nové zkušební postupy, v nichž rezonanční metoda hraje prakticky hlavní roli. Jedná se např. o normu ČSN EN 12 371 [5] pro zkoušení mrazuvzdornosti přírodního kamene, v níž je měření dynamického elastické-

Obr. 1 Uspořádání při zkoušce porušení vnitřní struktury na trámci: 1 – podložka z pěnového materiálu; 2a – místo vyvození impulsu kladívkem; 2b – snímač zrychlení; 3a, 3b – umístění ultrazvukových sond ❚ Fig. 1 Arrangement of the test of internal structural damage on the prismatic specimen: 1 – foam material support; 2a – point of mechanical impulse; 2b – frequency sensor; 3a, 3b – placement of ultrasonic sensors

1

3/2011

❚

❚


57

VĚDA A VÝZKUM

❚


ho modulu pomocí základní rezonanční frekvence základní identifikační zkouškou. Tato norma byla navíc doplněna normou ČSN EN 14 146 [7], která obsahuje podrobný postup rezonanční zkoušky vycházející ze stejného teoretického základu jako starší betonářská ČSN 73 1372 [6]. Bylo jen otázkou času, kdy se rezonanční metoda objeví v nových normách pro zkoušení betonu. Podstatné však je, že přichází v nové impulsní podobě, která je výrazně jednodušší než dřívější metoda spojitá. Metodiky měření rezonančních frekvencí Každý předmět z tuhého materiálu se po mechanickém impulsu rozkmitá. Toto kmitání se může uskutečnit mnoha způsoby, k vyhodnocení dynamických materiálových charakteristik pravidelných těles používáme vlastní frekvence podélného (FL), kroutivého (FT) a příčného (FF) kmitání. Při rezonanci výrazně roste amplituda vynucených kmitů zkoušeného tělesa na maximum v okamžiku, kdy frekvence vnější budicí síly je shodná s vlastní (rezonanční) frekvencí tělesa. Základní rezonanční frekvence se určují pomocí dvou metod závislých na kmitání zkušebního tělesa, které jsou založeny na: • nepřerušovaném (spojitém) kmitání – původní metoda, • přerušovaném (impulsním) kmitání – nová metoda. V prvním případě potřebujeme rezonanční přístroj, který vysílá do materiálu zkušebního tělesa spojité mechanické kmitání. Kmitočet je plynule laditelný, obvykle od 30 Hz do minimálně 20 kHz. Přístroj dále měří odezvu vzorku na vysílaný kmitočet, měří a případně zobrazuje amplitudu kmitání vzorku na obrazovce osciloskopu. Každý druh kmitání vyžaduje odlišné podepření zkušebního tělesa a rovněž odlišný způsob přiložení budiče a snímače kmitání [6]. Podstatně odlišný je druhý – impulsní – způsob stanovení vlastních frekvencí. Namísto složité aparatury s osciloskopem je nyní použito mnohem jednodušší zařízení, které má tři základní části: • Fourierův analyzátor (v podstatě software v libovolném počítači), • impulsní kladívko, • snímač zrychlení. Měření rezonančních frekvencí impulsní metodou Pomocí impulsní aparatury je možné zobrazit celé spektrum rezonančních frekvencí současně, což zjednodušuje měření a výrazně snižuje riziko hrubých chyb. Ukázka měření pomocí nové aparatury pro zjišťování vlastních frekvencí kmitání je uvedena na obr. 2. Na obr. 3 jsou dále znázorněna mís-

2

ta provádění impulsů a místa přiložení snímačů pro správné změření vlastních frekvencí podélného (FL), příčného (FF) a kroutivého (FT) kmitání betonového hranolu. Výstupem měření je diagram, v němž je na vodorovné ose zvolené frekvenční spektrum a na svislé ose relativní amplituda kmitání. Příklad měření na neporušeném betonovém trámci o rozměrech 100 × 100 × 400 mm je znázorněn na obr. 4. Modrá křivka je záznamem měření, při němž bylo preferováno podélné kmitání trámce – impuls byl veden z čela zkušebního tělesa. Nejvyšší vrchol modré křivky odpovídá 1. vlastní frekvenci podélného kmitání (FL = 5,58 kHz). Podobně nejvyšší růžový vrchol náleží 1. vlastní frekvenci příčného kmitání, která je však poměrně dobře zřetelná při libovolném způsobu vyvození impulsu, tedy i na zelené křivce kroutivého kmitání. Zde se však objevily i nové výrazné vrcholy 1. a 2. vlastní frekvence kroutivého kmitání (FT = 3,29 kHz, FT2 = 2 FT = 6,58 kHz). Naměřené hodnoty velmi dobře odpovídají teoretickému poměru vlastních frekvencí pro daný typ tělesa podle [6], kdy FF : FT : FL = 0,43 : 0,59 : 1. Hodnota vlastní frekvence vypovídá o kvalitě betonu. Čím lepší je beton zejména z hlediska modulu pružnosti, tím vyšší vlastní frekvence kmitání naměříme. Pokud dojde v průběhu střídavého zmrazování a rozmrazování ke vzniku poruch ve struktuře betonu, vlastní frekvence kmitání tělesa se snižují. Betonový trámec, jehož rezonanční frekvence v neporušeném stavu byly znázorněny na obr. 4, byl podroben střídavému zmrazování a rozmrazování a byl změřen po 0, 50, 75, 100, 125 a 150 cyklech. Z obr. 5 je zřejmé, že kromě snížení rezonanční frekvence příčného kmitání, jejíž počáteční hodnota byla FF = 2,41 kHz, dochází navíc k zaoblování vrcholů v měřených křivkách. Podobný jev nastává i u kmitání podélného a kroutivého. Z naměřených vlastních frekvencí (FL, FF, FT) a rovněž z doby průchodu ultrazvukového vlnění (U) jsou dále vypočteny hodnoty relativních dynamických modulů pružnosti RDM. Vývoj relativních dynamických modulů RDM pro betonový trámec podrobený 150 cyklům střídavého zmrazování a rozmrazování je na obr. 6 znázorněn plnými čarami, zatímco čáry přerušované náleží trámci srovnávacímu – nezmrazovanému. Z průběhů relativních dynamických modulů je zřejmé, že k výraznému porušení struktury zmrazovaného trámce došlo již mezi 75. a 100. zmrazovacím cyklem, kdy zejména relativní dynamický modul z příčného kmitání klesl na 60 % původní hodnoty. Hodnoty RDM u srovnávacího trámce naopak mírně rostly na 102 až 104 % v souvislosti s dozráváním betonu v čase.

3

58


❚

3/2011

❚

VĚDA A VÝZKUM


Obr. 2 Nová aparatura pro stanovení rezonančních frekvencí ❚ Fig. 2 New equipment for measuring of resonance frequencies

Obr. 4 Rezonanční frekvence trámce o rozměrech 100 × 100 × 400 mm naměřené impulsní metodou při preferenci podélného (FL), příčného (FF) a kroutivého (FT) kmitání ❚ Fig. 4 Resonance frequencies of the prismatic specimen with dimensions 100 × 100 × 400 mm obtained by the impulse method – longitudinal (FL), flexural (FF) and torsion (FT) oscillation Obr. 5 Snižování rezonanční frekvence příčného kmitání (FF) betonového trámce při střídavém zmrazování a rozmrazování ❚ Fig. 5 Decreasing of resonance frequency of flexural oscillation (FF) of concrete prismatic specimen during the cyclical freezing and thawing Obr. 6 Relativní dynamické moduly po n cyklech střídavého zmrazování a rozmrazování pro hranol zmrazovaný (plně) a nezmrazovaný (čárkovaně) ❚ Fig. 6 Relative dynamic moduli of elasticity after n cycles of freezing and thawing of the prismatic specimen – frozen (solid line) and non-frozen (dashed line)

-70 FF = 2,41 kHz

-90

FL = 5,58 kHz

-100

-120 2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

Frekvence F [kHz]

4

-75

Amplituda A [dB]

POROVNÁNÍ NEPROVZDUŠNĚNÉHO A PROVZDUŠNĚNÉHO BETONU – PŘÍKLAD Z PRAXE

FF 0 cyklů FF 50 cyklů FF 75 cyklů FF 100 cyklů FF 125 cyklů

-80

FF 150 cyklů FT 0 = 2,41 kHz FT 50 = 2,35 kHz

-85

FT 75 = 2,25 Hz FT 100 = 2,00 kHz FT 125 = 1,73 kHz FT 150 = 1,54 kHz

-90 1,4

1,6

1,8

2,0

2,2

2,4

2,6

Frekvence F [kHz]

5

110 100 90

RDM [%]

Použitý beton Zkoušeným betonem byl provzdušněný beton (dále „P“) pevnostní třídy C30/37 XF4, odebraný přímo na stavbě v rámci betonáže mostního pilíře mimoúrovňové křižovatky Svitavská v Brně (obr. 7). Jelikož se u tohoto betonu neočekávaly příliš velké poruchy struktury ani po 150 cyklech, byl pro porovnání v laboratoři vyroben ještě neprovzdušněný beton obdobného složení a taktéž pevnostní třídy C30/37 (označen „N“). Z každého druhu betonu bylo vyrobeno třicet trámců 100 × 100 × 400 mm, rozdělených do pěti sad po šesti trámcích. Dvě sady byly použity jako srovnávací (S) před začátkem zmrazování (S0) a po konci zmrazování (S150). Další tři sady po šesti trámcích byly určeny pro zkoušku mrazuvzdornosti po 50, 100 a 150 cyklech zmrazování (M50, M100, M150). Pevnost v tlaku byla stanovena na krychlích. U obou betonů vyšla velmi podobně – 56,5 MPa (P) a 58 MPa (N) po 28 dnech zrání.

FF FT

FT = 3,29 kHz

-110

Obr. 7 Odběr vzorků provzdušněného betonu na stavbě ❚ Fig. 7 Sampling in situ of air-entrained concrete

Nová metodika sledování poruch struktury betonu byla vyzkoušena v rámci výzkumu prováděného ve spolupráci s firmou OHL ŽS, a. s. Cílem experimentu bylo nejen prokázat odolnost mostního betonu proti střídavému zmrazování a rozmrazování na 150 cyklů, ale zejména ověřit citlivost nové metodiky. Nad rámec zkoušek předepsaných normou [4] byly proto na zmrazovaných i srovnávacích tělesech stanoveny rovněž hodnoty statického modulu pružnosti ze dvou různých způsobů zatěžování – v tlaku a v tahu za ohybu podle [8, 9].

FL

-80

Amplituda A [dB]

Obr. 3 Způsoby stanovení vlastních frekvencí kmitání podélného (FL), příčného (FF) a kroutivého (FT) ❚ Fig. 3 Test arrangement for measuring of longitudinal (FL), flexural (FF) and torsion (FT) resonance frequency

80 70 60

RDM (U)

50

RDM (FL) RDM (FF)

40

RDM (FT)

30 0

6

25

50

75

100

125

150

Počet zmrazovacích cyklů n [–]

7

Výsledky zkoušek Zmrazování nebylo prováděno podle ČSN 73 1380 [4], ale podle starší normy ČSN 73 1322 [3]. V principu se oba postupy nijak zásadně neliší, jde zejména o dobu zmrazování, která by podle [4] pro počet cyklů sto padesát přesáhla tři měsíce, což bylo z hlediska vytížení mrazícího boxu neúnosné. I tak trvalo zmrazování a rozmrazování každého druhu betonu déle než šest týdnů. 3/2011

❚


59

❚


110

110

105

105

100

100

95

95

RDM (FF) [%]

RDM (U) [%]

VĚDA A VÝZKUM

90 85 80

P - zmrazovaný P - srovnávací N - zmrazovaný N - srovnávací

75 70

90 85 P - zmrazovaný P - srovnávací N - zmrazovaný N - srovnávací

80 75 70

65

65 0

25

50

75

100

125

150

0

25

50

75

100

125

150

Počet cyklů n [–]


8

9

Grafické porovnání vývoje relativních dynamických modulů pružnosti zjištěných ultrazvukovou metodou je pro oba druhy betonu znázorněno na obr. 8, to samé porovnání s výsledky stanovenými měřením vlastních frekvencí příčného kmitání je na obr. 9. Měření bylo provedeno na počátku zmrazování a poté vždy po skončení dvaceti pěti zmrazovacích cyklů. Vývoj RDM vypočtených z ultrazvuku i rezonanční frekvence je velmi podobný a potvrdil rozdílné chování obou druhů betonu. Tabelární porovnání statických modulů pružnosti zjištěných zkouškou v tlaku i v ohybu je pro oba druhy betonu uvedeno v tab. 1, statické moduly pružnosti v tlaku zmrazovaných i srovnávacích zkušebních těles jsou graficky znázorněny na obr. 10 pro provzdušněný beton (P) a na obr. 11 pro beton neprovzdušněný (N). Zajímavé je číselné porovnání vývoje relativního dynamického modulu pružnosti s vývojem relativního statického modulu pružnosti (dále RSM), uvedené pro provzdušněný beton v tab. 2 a pro beton neprovzdušněný v tab. 3. Relativní statický modul byl vypočten podle stejných zásad jako relativní dynamický modul, tzn. jeho počáteční hodnota po 28 dnech zrání byla uvažována jako 100 %. Z obou tabulek je patrné, že trend změny relativních modulů pružnosti je obdobný pro hodnoty dynamické i statické. Na rozdíl od hodnot dynamických i statických modulů pružnosti betonu, které spolu byly v souladu, vycházejí průměrné hodnoty pevnosti v tahu za ohybu značně odlišně (tab. 4). Tyto pevnosti byly stanoveny na trámcích po zkoušce modulu pružnosti v tahu za ohybu, tedy po cyklickém namáhání vzorků. Skutečná pevnost v tahu za ohybu zjištěná kontinuálním zatěžováním dle příslušné normy by patrně vykazovala mírně odlišné (vyšší) hodnoty. Všechny série však byly zkoušeny naprosto stejným způsobem, a pro-

P - srovnávací (S)

to vzájemný poměr hodnot by měl být stejný jako při standardní zkoušce pevnosti v tahu za ohybu. Pro beton provzdušněný byl zjištěn součinitel mrazuvzdornosti po sto padesáti cyklech 1,24, přičemž pro sto cyklů byla jeho hodnota dokonce 1,47! Rovněž beton neprovzdušněný by vyhověl normě ČSN 73 1322, neboť po sto padesáti cyklech byl součinitel mrazuvzdornosti 0,83. Ve srovnání nejen s dynamickými, ale i se statickými moduly pružnosti se pevnost v tahu za ohybu jeví jako výrazně méně citlivá na poruchy struktury betonu. Jak je patrné z tab. 4, výsledky zkoušek navíc vykazují značný rozptyl a kolísání hodnot. Ačkoliv je tato zkouška v naší stavební praxi pro posuzování mrazuvzdornosti velmi oblíbená, otázkou je, zda dostatečně vystihuje skutečné porušení struktury betonu. Z ÁV Ě R

Hlavní výhodou nové metodiky stanovení odolnosti betonu proti střídavému zmrazování a rozmrazování je získání komplexního obrazu o chování každého jednotlivého trámce v celém průběhu zkoušky, což je velmi přínosné zejména při návrhu nových receptur. Ultrazvuková a ještě více rezonanční metoda jsou citlivé na změny probíhající ve struktuře betonu. Navíc byla zjištěna i značná míra shody mezi hodnotami dynamických modulů pružnosti a hodnotami statických modulů, a to jak ze zkoušky v tlaku, tak i ze zatěžování v tahu za ohybu. Nutno však říci, že statické moduly byly zjišťovány nad rámec metodiky ČSN 73 1380. Právě ve srovnání se zkouškami dynamických i statických modulů pružnosti se ukázalo, že doposud téměř výhradně používaná zkouška pevnosti v tahu za ohybu reaguje méně citlivě na poruchy struktury betonu a výsledky této zkoušky vykazují větší rozptyl. Zkouška na trámci podle ČSN 73 1380 má však i své nevý-

P - zmrazovaný (M)

N - srovnávací (S)

45

38,5

40

35,2

35,2 35

34,9

E c (tlak) [MPa]

E c (tlak) [MPa]

40

32,4

30

35

32,6

31,9

31,1

32,5

30 25

18,5

25

20

20

15 0

50

100

150

0

50

100

150



10

N - zmrazovaný (M)

45

11

60


❚

3/2011

VĚDA A VÝZKUM Tab. 1 Průměrné hodnoty statických modulů pružnosti betonu (P, N) ❚ Tab. 1 Mean values of static moduli of elasticity of concrete (P = air-entrained, N = non-air-entrained)

Modul pružnosti Ec (tlak) [GPa] Modul pružnosti Ef (ohyb) [GPa] P – provz. N – neprovz. P – provz. N – neprovz. 35,2 32,6 39,5 37,1 32,4 31,9 36,1 29,5 35,2 31,1 38,1 32,5 34,9 18,5 38 22,6 38,5 32,5 42,7 39,5

Počet cyklů S0 M 50 M 100 M 150 S 150

Tab. 2 Relativní dynamické a statické moduly provzdušněného betonu (P) ❚ Tab. 2 Relative dynamic and static moduli of elasticity of air-entrained concrete (P)

Relativní dynamické moduly [%] RDM (U) RDM (FF) 100 100 95,4 95,7 94,6 96 93,9 97 94,4 97,4 93,7 96 94,4 96,9 101,9 103,7

Počet cyklů 0 25 50 75 100 125 150 S 150

Relativní statické moduly[%] RSM (Ef) RSM (Ec) 100 100 – – 92 91,4 – – 100 96,5 – – 99,1 96,2 109,4 108,1

Tab. 3 Relativní dynamické a statické moduly neprovzdušněného betonu (N) ❚ Tab. 3 Relative dynamic and static moduli of elasticity of non-air-entrained concrete (N)

Relativní dynamické moduly [%] RDM (U) RDM (FF) 100 100 96,5 94,5 93,5 92 87,8 86,6 86,2 86,6 73,1 68,2 71,7 67,0 102,5 105,5

Počet cyklů 0 25 50 75 100 125 150 S 150

Relativní statické moduly [%] RSM (Ec) RSM (Ef) 100 100 – – 97,9 79,5 – – 95,4 87,6 – – 56,7 60,9 99,7 106,5

Tab. 4 Pevnost v tahu za ohybu a součinitelé mrazuvzdornosti betonu (P, N) ❚ Tab. 4 Bending strength and frost resistance coefficients of concrete (P = air-entrained, N = non-air-entrained)

Provzdušněný beton (P) fcf [MPa] fcf [%] 4,5 100 5,2 115,6 6,6 146,7 5,6 124,4 5,3 117,8

Počet cyklů 0 50 100 150 S 150

Neprovzdušněný beton (N) fcf [MPa] fcf [%] 5,2 100 4,2 80,8 5,4 103,8 4,3 82,7 5,2 100

❚


Literatura: [1] Cikrle P., Hlaváč Z., Králová L., Bílek V.: Sledování vnitřních poruch struktury zmrazovaného betonu, Sb. konf. Experiment ´07, Brno, Akad. nakl. CERM, s. r. o, 2007, ISBN 978-80-7204-543-3 [2] Aïtcin P.: Vysokohodnotný beton. Praha: Informační centrum ČKAIT, 2005. ISBN 80-86769-39-9 [3] ČSN 73 1322: Stanovení mrazuvzdornosti betonu, ÚNM, Praha, 1969 [4] ČSN 73 1380: Zkoušení odolnosti betonu proti zmrazování a rozmrazování – Porušení vnitřní struktury, ČNI, Praha, 2007 [5] ČSN EN 12371: Zkušební metody přírodního kamene – Stanovení mrazuvzdornosti, ČNI, Praha, 2010 [6] ČSN 73 1372: Rezonančná metóda skúšania betónu, ÚNM, Praha, 1983 [7] ČSN EN 14146: Zkušební metody přírodního kamene – Stanovení dynamického modulu pružnosti (pomocí základní resonanční frekvence), ČNI, Praha, 2005 [8] ČSN ISO 6784: Beton. Stanovení statického modulu pružnosti v tlaku, ČNI, Praha, 1993 [9] ČSN 73 6174: Stanovení modulu pružnosti a přetvárnosti betonu ze zkoušky v tahu ohybem, ČNI, Praha, 1994 [10] Vrbický A.: Sledování vývoje modulu pružnosti zmrazovaných betonů, dipl. práce, Brno, 2011, VUT v Brně, Fakulta stavební

hody. Hlavní nevýhodou je absence hodnotícího kritéria pro mrazuvzdornost betonu. Lze však předpokládat, že klesneli hodnota modulu pružnosti o 25 %, beton již nelze považovat za mrazuvzdorný pro daný počet cyklů. Značnou nevýhodou je rovněž dvanáctihodinová délka jednoho zmrazovacího cyklu, dvojnásobná proti normě ČSN 73 1322. Kupříkladu zkoušky pražcového betonu, u něhož je předepsána odolnost na dvě stě cyklů, by tak trvaly minimálně sto dnů, což je z hlediska stavební praxe v podstatě nepřijatelné. Ačkoliv posuzovaná metodika přináší v určitých aspektech podstatně vyšší kvalitu zkoušení betonu, vzhledem k výše uvedeným nedostatkům zřejmě nebude v této podobě naší odbornou veřejností přijata. Prospělo by jí zkrácení doby jednoho cyklu, přidání jednoznačného kritéria pro posouzení mrazuvzdornosti a rozšíření o destruktivní zkoušky po skončení zmrazování, nejlépe o stanovení statického modulu pružnosti. V případě dalšího používání staré normy ČSN 73 1322 by bylo nanejvýš žádoucí doplnit problematické stanovení součinitele mrazuvzdornosti pomocí pevnosti v tahu za ohybu právě o nedestruktivní rezonanční a ultrazvukové zkoušky, což tato norma umožňuje. Uvedených výsledků bylo dosaženo díky finanční podpoře specifického výzkumu reg. č. FAST-J-11-39 a výzkumného záměru MSM 0021630511.

Obr. 8 Znázornění vývoje RDM (U) z doby průchodu ultrazvuku pro oba druhy betonu ❚ Fig. 8 Development of RDM (U) determined from propagation time of ultrasonic waves for both types of concrete

Autoři děkují za podporu firmě OHL ŽS, a. s., a Ing. Aleši Vrbickému za spolupráci při provádění a vyhodnocení experimentů.

Obr. 9 Znázornění vývoje RDM (FF) z vlastní frekvence příčného kmitání pro oba druhy betonu ❚ Fig. 9 Development of RDM (FF) determined from flexural resonance frequency for both types of concrete Obr. 10 Grafické vyjádření statických modulů pružnosti v tlaku zjištěných na vzorcích provzdušněného betonu ❚ Fig. 10 Comparison of static moduli of elasticity in compression of air-entrained concrete specimens Obr. 11 Grafické vyjádření statických modulů pružnosti v tlaku zjištěných na vzorcích neprovzdušněného betonu ❚ Fig. 11 Comparison of static moduli of elasticity in compression of non-air-entrained concrete specimens

3/2011

❚


Ing. Petr Cikrle, Ph.D. tel.: 541 147 814 e-mail: [email protected] Ing. Ondřej Pospíchal tel.: 541 147 811 [email protected] oba: Fakulta Stavební VUT v Brně Veveří 95, 602 00 Brno www.fce.vutbr.cz

61

VĚDA A VÝZKUM

❚


REKONSTRUKCE ZÁBRADLÍ LODŽIÍ PANELOVÝCH DOMŮ T08B ❚ RECONSTRUCTION OF THE RAILING OF LOGGIA IN PANEL HOUSES OF THE SYSTEM T08B Iva Broukalová, Pavel Košatka V rámci celkové rekonstrukce panelových domů nosné soustavy T08B a zateplování obvodového pláště těchto objektů se stále více vyskytuje požadavek nahradit ocelové zábradlí lodžií zábradlím zděným a vytvořit tak technický předpoklad i pro případné zateplení a zasklení lodžie. Nevyztužené zděné zábradlí lodžií pro většinu zatěžovacích a materiálových variant zřejmě staticky nevyhovuje, což prokazuje i statický posudek [11]. Snahou autorů tohoto článku je ukázat různé možnosti řešení tohoto problému pomocí zdiva, vyztuženého v ložných spárách předem zhotovenou výztuží Murfor.

❚ Within

the scope of the reconstruction of panel houses of the T08B system and insulation of their cladding the demand to replace a steel railing by the masonry one emerges lately. The replacement of the steel railing by the masonry one is a technical condition for possible glassing of the loggia. The unreinforced masonry railing does not satisfy reliability conditions for most of the loading situations and material variants as shows also the structural analysis [11]. The authors´ effort is introduction of solutions of the problem by the use of masonry with Murfor reinforcement in bed joints.

S TAT I C K É P Ř E D P O K L A D Y – VÝPOČETNÍ MODEL PRO ZDĚNOU STĚNU ZÁBRADLÍ LODŽIE

Při výpočtu vycházíme z předpokladu, že zděná stěna zábradlí je prostě podepřená po třech stranách svého obvodu (po obou svislých okrajích a v patě), horní vodorovná strana je volná (nepodepřená) a že stěna je zatížená kolmým tlakem (sáním) větru. Vzhledem k poměru výšky h k délce L stěny zábradlí, h/L ≈ 1/5 = 0,2, je možno předpokládat, že vodorovný a svislý směr přenášení se nebudou pro velmi rozdílné ohybové tuhosti zapojovat do přenášení zatížení současně, nýbrž nejdříve se aktivuje kratší svislá konzola. Pokud konzola nepřenese sama spolehlivě zatížení ve svislém směru, bude překročena mezní únosnost patního průřezu zděné stěny a konzola se poruší v těchto místech v ložné spáře trhlinkami. Teprve pak lze předpokládat plnou aktivaci vodorovného směru z vyztuženého zdiva, který bude přenášet sám celé zatížení jako vodorovně pnutý prostý nosník. 62

Vodorovné a svislé užitné zatížení na horní hranu zábradlí činí q k = 0,5 kN/m. Vodorovné zatížení horní hrany zábradlí do výpočtu ve většině dále uváděných příkladů neuvažujeme, neboť jeho účinky jsou většinou menší, než účinky bočního tlaku větru a působí opačným směrem. Pro statický výpočet jednotlivých alternativ materiálového a konstrukčního řešení vyztužených zděných lodžií byl použit program [9]. Program je určen pro výpočet desek po obvodě ze tří nebo čtyř stran uložených, které však musí splňovat vstupní podmínky pro poměr stran, aby bylo možno předpokládat spolupůsobení obou navzájem kolmých směrů přenášení, tj. vodorovného a svislého směru. Toto spolupůsobení se předpokládá u zděných stěn, vyztužených ve vodorovném směru v ložných spárách výztuží Murfor, pro jejichž poměr výšky h k délce L stěny zábradlí platí h/L <0,3; 2> a tato podmínka, jak bylo již výše uvedeno, v tomto případě splněna není a program [9] proto při výpočtu hlásí chybu a výslednou podmínku spolehlivosti už neposoudí. Plně automatizovaný výpočet pomocí programu [9] lze však úspěšně využít pro výpočet charakteristického zatížení tlakem větru, materiálových charakteristik zdiva a výztuže a výsledných návrhových mezních hodnot průřezových veličin zděné stěny ve vodorovném a svislém směru: M Rd,x , M Rd,y , VRd,x , VRd,y . Účinek zatížení větrem pro dosazení do výsledných podmínek spolehlivosti při již známé hodnotě charakteristického zatížení w k se na prostém nosníku a na konzole pak již snadno stanoví ručním výpočtem. Ve výše uváděných předpokladech výpočtu se zděná stěna zábradlí lodžie vyzdívá přímo na stropní panel, který tvoří podporu pro spodní okraj stěny při přenášení bočního zatížení větrem. Tím však dochází i k přitížení stropního panelu, který je pak třeba na toto nové zatížení také posoudit. Vložením výztuže do ložných spár zděné stěny zábradlí se dosahuje toho, že svislé zatížení od vlastní tíhy stěny i od svislého užitného zatížení horní hrany zábradlí by mohla stěna přenášet sama, jestliže bychom jí umožnili po zatvrd-

nutí malty svislý průhyb, a tím aktivaci vnitřních sil pro přenášení momentů ve svislé rovině stěny zábradlí. Pro dosažení alespoň částečné „samonosnosti“ zděného zábradlí by bylo proto vhodné stropní desku pod zábradlím v dolním patře před vyzdíváním zábradlí uprostřed rozpětí podepřít a podepření odstranit až po řádném vytvrdnutí malty ve zdivu zábradlí, a tím výztuž zábradlí pro přenášení svislého zatížení aktivovat. V dále uváděných konstrukčních řešeních se budeme věnovat především výstupům statických výpočtů a nebudeme podrobně vysvětlovat jednotlivé výpočetní vztahy, neboť jsou podrobně popsány v textu programu [9], normě [3] a skriptech [7] a [8]. CHARAKTERISTIKA NOSNÉ KONSTRUKCE BYTOVÝCH DOMŮ T08B

Nosná soustava T08B je konstrukční soustava s osovou vzdáleností nosných příčných stěn 6 m. Byla používána převážně v Praze v 60. a 70. letech minulého století. Konstrukční výška podlaží je 2,8 m. Obvyklá výška zástavby je 4, 8, 10 a 12 podlaží, ale u bodových a věžových domů byl použit u některých objektů i větší počet podlaží než 12. Bytové domy byly sestavovány z typových sekcí řadových, koncových a dilatačních. Délka jedné sekce je 18 m, minimální délka řadového domu je sestava dvou sekcí. Hloubka řadových sekcí je obvykle 9,6, 10,8, 12 nebo 14,4 m. Maximální délka dilatačního celku řadového domu je sestava tří sekcí, tj. 54 m. Věžové a bodové domy byly navrhovány jako jedna sekce. Vnitřní nosné železobetonové stěnové dílce mají tloušťku 190 mm, zděná lodžie se vkládá mezi příčné nosné stěny tedy na světlost = rozpětí L = 5 810 mm. Z AT Í Ž E N Í V Ě T R E M

Rozhodujícím zatížením pro návrh a posudek zábradlí ze zdiva vyztuženého v ložných spárách předem vyrobenou výztuží Murfor je boční zatížení tlakem nebo sáním větru na svislou plochu stěny zábradlí. Hodnoty bočního zatížení větrem, stanovené podle normy [2], jsou závislé na výšce, šířce


❚

3/2011

VĚDA A VÝZKUM

a délce domu, na poloze zábradlí lodžie v ploše stěny domu a dále na lokalitě, na níž je panelový dům T08B postaven. Vzhledem k tomu, že přibližně 90 % panelových obytných domů navržených a postavených v konstrukčním systému T08B bylo realizováno v Praze, použijeme pro návrh vstupní údaje pro stanovení zatížení větrem platné pro tuto lokalitu: Výchozí základní rychlost větru vb,0 V oblasti Prahy se podle [2], mapy větrných oblastí vyskytuje převážně větrná oblast I a II, na malém území v západní okrajové části města se vyskytuje i větrná oblast III. Kategorie terénu Pro obytná sídliště s obvyklou hustotou zástavby volíme kategorii terénu: III. Při nejnižší uvažované zástavbě (bytové čtyřpodlažní domy) by bylo možno patrně uvažovat i kategorii terénu IV vzhledem k větší hustotě bloků domů a vyšší pravděpodobností, že se na redukování účinků větru projeví příznivě vzrostlé stromy. Pro zařazení terénu do kategorie IV je však dle normy [2] třeba, aby nejméně 15 % plochy území bylo zastavěno budovami vyššími než 15 m. M AT E R I Á LY P R O Z D I V O

Pro dosažení co nejvyšší odolnosti vůči zatížení bočním tlakem (sáním) větru je vhodné volit zdicí prvky s co nejvyšší pevností v tlaku. Vhodné jsou proto lícové cihly, kde pevnost v tlaku dosahuje až 60 MPa nebo vápenopískové s pevností 30 MPa spolu s obyčejnou cementovou maltou pevnosti alespoň M10. Při použití přesných pórobetonových tvárnic Ytong a malty pro tenké spáry (lepidla) lze dosáhnout částečného zvýšení únosnosti jen zvětšením tloušťky stěny. Při použití obou ty-

❚

pů malt je třeba zajistit řádné vyplnění i svislých (styčných) spár maltou (lepidlem), aby se zajistilo plné přenášení tlakového napětí ve vyztuženém průřezu stěny zábradlí. V Ý Z T U Ž E N Í L O Ž N Ý C H S PÁ R Z D I VA

Při použití obyčejné malty a tloušťce ložné spáry 10 nebo 12 mm se použije předem zhotovená výztuž Murfor kruhového průřezu RND Ø5, délky 3 050 mm a vhodné šířky tak, aby krytí po obou stranách stěny bylo nejméně 20 mm. Tento požadavek však není třeba striktně dodržet, neboť minimální krytí podle normy [3] je jen 15 mm. Nutno však počítat s tím, že jednotlivé pruty výztuže se stykují přesahem (v délce 250 mm) a je proto vhodné si pro uložení dvou prutů vedle sebe vytvořit jistou rezervu v šířce průřezu. Styky přesahem by se neměly navrhovat do míst největšího namáhání a neměly by být nad sebou vždy ve stejném místě – měly by se půdorysně vystřídat o délku cca 500 mm! Pokud by zábradlí lodžie zůstalo jako režné zdivo vystavené působení povětrnosti, včetně vlivu zamrzání a rozmrzání, je třeba volit výztuž s povlakem z epoxidové pryskyřice (typ RND/E). Pokud se počítá s ochrannou vrstvou omítky a případně i se zateplením, stačí výztuž pozinkovaná (typ RND/Z). Výztuž v ložných spárách zdiva je nutné zakotvit pomocí kotevních pásků přichycených hmoždinkami do příčných železobetonových stěn ve svislé vzdálenosti 200 až 300 mm. Zakotvení zábradlí lodžie do příčných nosných stěn pomocí kotevních pásků se požaduje, i když ověření spolehlivosti průřezu na usmyknutí ve styku stěny zábradlí a příčné stěny obvykle bezpečně vyhovuje i pro smykově nevyztužený průřez. Při použití malty pro tenké spáry (lepi-


dla) a tloušťce ložné spáry 3 mm se použije předem zhotovená výztuž Murfor obdélníkového průřezu EFS 8/1,5 mm, délky 3 050 mm a vhodné šířky. Požadavky na krytí výztuže a ochranu výztuže před korozí jsou stejné jako u výztuže kruhové. Výztuž EFS je třeba rovněž kotvit do podpor výše uvedeným způsobem pomocí kotevních pásků a hmoždinek. PŘÍKLADY ŘEŠENÍ

Příklad 1 – věžový dům o 12 podlažích Zadání: Pro stěnu zábradlí lodžie je navrženo režné zdivo z plných lícovek 290/140/65 mm, pevnostní značky P60 na obyčejnou cementovou maltu pevnosti M10. Tloušťka stěny zábradlí je 140 mm. Vyztužení Murfor RND/E Ø5/100/3050 je navrženo v každé ložné spáře – viz obr. 1. Kotvení výztuže do příčných stěn pomocí kotevních nerezových pásků se provede v každé třetí ložné spáře. • Rozměry objektu, nejvyšší poloha zábradlí lodžie a příčný řez podlažím se zděným zábradlím výšky b = 1,275 m jsou na obr. 1. • Větrná oblast: I, terén kategorie: III, součinitel zatížení: γQ = 1,5. • Zatěžovací šířka, z které se přenáší zatížení větrem v případě zasklení lodžie: B = 1,9 m. Výstupy programu [9] a ověření podmínek spolehlivosti při bočním zatížení větrem jsou uvedeny v tab. 1. Podmínky spolehlivosti proti porušení bočním tlakem větru jsou splněny a to i v případě zasklení lodžie! (Vznik ohybových trhlinek v ložné spáře u paty stěny nosnou spolehlivost stěny negativně neovlivňuje.) Výstupy programu [10] a ověření podObr. 1 Schéma objektu, svislý řez lodžií a detail průřezu stěny zábradlí lodžie ❚ Fig. 1 Building scheme, vertical section of loggia and detail of the reinforced masonry section

výztuž MURFOR RND/E Ø5/100

1

3/2011

❚


63

VĚDA A VÝZKUM

❚

SCIENCE AND RESEARCH Obr. 2 Statické schéma zděného vyztuženého zábradlí pro přenášení svislého zatížení, průřez zděného nosníku (d ...účinná výška nosníku) ❚ Fig. 2 Structural model of the vertically loaded reinforced masonry railing, section of the masonry girder (d... effective depth of the girder) Obr. 3 Schéma objektu, řez lodžií a detail průřezu vyztužené stěny zábradlí lodžie ❚ Fig. 3 Building scheme, section of the loggia and detail of the reinforced masonry section

uvažovaná výztuž nosníku 2

mínek spolehlivosti stěny zábradlí jako nosníku, který přenáší sám vlastní tíhu a svislé nahodilé zatížení horní hrany zábradlí: Pokud stropní panel pod zábradlím z vyztuženého zdiva staticky nevyhovuje, je možno stěnu zábradlí lodžie navrhnout jako „samonosnou“. Předpokladem pro dosažení „samonosnosti“ zděného zábradlí je jednak podepření stropního panelu pod budoucím zděným zábradlím lodžie v dolním patře před vyzdíváním zábradlí a odstranění podepření až po řádném vytvrdnutí malty stěny nového zábradlí a jednak řádné zakotvení vodorovné výztuže Murfor do příčných železobetonových stěn domu. Návrhová hodnota svislého zatížení na jednotku délky zábradlí: (g + q)d = 0,14. 1,275. 22. 1,35 + 0,5. 1,5 = 6,05 kN/m , návrhová hodnota ohybového momentu od svislého zatížení: MEd,z = (g + q)d L2/8 = 6,05. 5,812/ 8 = 25,53 kNm , návrhová hodnota ohybového momentu na mezi porušení průřezu při zapo-

čítání plochy výztuže pouze z prvních tří dolních ložných spár zdiva zábradlí podle programu [10]: MRd,z = 43,61 kNm > MEd,z. Podmínky spolehlivosti proti porušení svislým zatížením jsou splněny!

Z ÁV Ě R

Příklad 2 – řadový dům o čtyřech podlažích Zadání: Pro stěnu zábradlí lodžie je navrženo zdivo z přesných pórobetonových tvárnic Ytong 250/249/599 mm, značky P4-500 vyzděné na maltu (lepidlo) pro tenké spáry tloušťky do 3 mm. Při zdění je třeba postupovat podle technologických pravidel stanovených výrobcem výztuže – viz [6]. Tloušťka stěny zábradlí je 250 mm. Vyztužení Murfor EFS/Z profil 8/1,5- 190/3050 je navrženo v každé ložné spáře, avšak první a poslední vrstvu zdiva je třeba vyzdít ze zdicích prvků po výšce půlených, tj. vysokých jen 124 mm, aby bylo možno uvažovat plné a rovnoměrné využití výztuže pro přenášení bočního zatížení tlakem větru – viz obr. 3. Kotvení výztu-

výztuž MURFOR EFS/Z 8/1,5/190 3

64

že do příčných stěn pomocí kotevních nerezových pásků se provede v každé ložné spáře. • Rozměry objektu, nejvyšší poloha zábradlí lodžie a příčný řez podlažím se zděným zábradlím výšky b = 1 m jsou na obr. 3. Pro posouzení zděného zábradlí lodžie bylo záměrně vybráno krajní šestimetrové pole domu, neboť tam je boční tlak větru větší než uprostřed délky návětrné stěny domu. • Větrná oblast: I, terén kategorie: III, součinitel zatížení: γQ = 1,5. • Zatěžovací šířka, z které se přenáší zatížení větrem v případě zasklení lodžie: B ≤ 1,8 m. Výstupy programu [9] a ověření podmínek spolehlivosti při bočním zatížení větrem jsou uvedeny v tab. 1. Podmínky spolehlivosti proti porušení bočním tlakem větru jsou splněny pouze v případě, jestliže lodžie není zasklena!

Vedle velkých projektů revitalizace a regenerace sídlišť existuje i snaha uživatelů panelových domů a bytů provést menší úpravy obývaných prostor. Při úpravách je vždy nutné zkontrolovat, zda nebude narušena schopnost konstrukčních prvků přenášet zatížení a zda úpravy a nové konstrukce vyhoví z hlediska normových požadavků. Článek ukazuje jeden ze způsobů, jak umožnit aplikaci zdiva pro zábradlí lodžií. Jedná se o použití vyztuženého zdiva s výztuží v ložných spárách. Z výše předvedených ukázek statického výpočtu a citovaných podkladů je zřejmé, že při ověřování spolehlivosti a bezpečnosti nevyztuženého zděného zábradlí lodžie na boční tlak (sání) větru se většinou nepodaří platným normám vyhovět a že je proto vhodné zdivo zábradlí vyztužit. Po případném zateplení lodžie a jejím uzavření s pomocí zasklení se zvyšuje zatížení účinkem tlaku (sání) větru na vyzděné zábradlí tak, že by i vyztužená zděná stěna nemusela vždy vyhovět (viz Příklad 2).Jako podepření případného zasklení lodžie by pak bylo možno navrhnout v úrovni horní plochy zděného zábradlí jako parapetní desku např. kovový nosník anebo obdobným způsobem zesílit rám zasklení. Záměrem autorů článku bylo rovněž seznámit odbornou veřejnost a zejména statiky s existencí volně dostupného software, který jim spolehlivé konstrukční řešení pomůže najít bez větších časových nároků.


❚

3/2011

Příspěvek byl vypracován za podpory grantového

projektu GAČR 104/10/1128.

Text článku byl posouzen odborným lektorem.


Ing. Iva Broukalová, Ph.D.

Ing. Pavel Košatka, CSc.


oba: Fakulta stavební ČVUT v Praze

Katedra betonových

a zděných konstrukcí

Thákurova 7, 166 29 Praha 6

3/2011

❚

Posuzovaná veličina Charakteristická hodnota kolmého zatížení tlakem větru na nejvýše situovanou lodžii ležící ve stěně podle programu [9]: Návrhová hodnota zatížení větrem na jednotku plochy nejvýše situované lodžie Návrhová hodnota vodorovného zatížení na zábradlí na nejvýše situovanou lodžii Návrhová hodnota vodorovného zatížení na zábradlí v případě zasklení lodžie Návrhová hodnota momentu od zatížení větrem ve svislém průřezu stěny zábradlí uprostřed jejího rozpětí; stěna přenáší zatížení ve vodorovném směru jako prostý nosník Návrhová hodnota momentu od zatížení větrem ve svislém průřezu stěny zábradlí uprostřed jejího rozpětí v případě zasklení lodžie; stěna přenáší celé zatížení ve vodorovném směru jako prostý nosník Návrhová hodnota momentu od zatížení větrem ve vodorovném průřezu stěny zábradlí v její patě; stěna přenáší celé zatížení ve svislém směru jako konzola vetknutá v patě stěn Návrhová hodnota momentu od zatížení větrem ve vodorovném průřezu stěny zábradlí v její patě v případě zasklení lodžie; stěna přenáší celé zatížení ve svislém směru jako konzola vetknutá v patě stěny Návrhová hodnota posouvající síly od zatížení větrem v místě svislého styku zábradlí s příčnou železobetonovou stěnou; stěna přenáší celé zatížení ve vodorovném směru jako prostý nosník Návrhová hodnota posouvající síly od zatížení větrem v místě svislého styku zábradlí s příčnou železobetonovou stěnou v případě zasklení lodžie; stěna přenáší celé zatížení ve vodorovném směru jako prostý nosník Návrhová hodnota posouvající síly od zatížení větrem ve vodorovném průřezu stěny zábradlí v její patě; stěna přenáší celé zatížení ve svislém směru jako konzola vetknutá v patě stěny Návrhová hodnota posouvající síly od zatížení větrem ve vodorovném průřezu stěny zábradlí v její patě v případě zasklení lodžie; stěna přenáší celé zatížení ve svislém směru jako konzola vetknutá v patě stěny Návrhový moment únosnosti průřezu na jednotkové šířce průřezu stěny zábradlí při porušení vyztuženého průřezu kolmo na ložné spáry podle programu [9]: Návrhový moment únosnosti průřezu na celou výšku stěny zábradlí při porušení vyztuženého průřezu kolmo na ložné spáry Návrhový moment únosnosti průřezu stěny zábradlí při porušení nevyztuženého průřezu rovnoběžně s ložnými spárami při jednotkové šířce průřezu podle programu [9] Návrhová únosnost nevyztuženého průřezu ve smyku na jednotkovou výšku při porušení průřezu stěny zábradlí ve svislém styku s podporující železobetonovou příčnou stěnou (kolmo na ložné spáry) podle [9]: Návrhová únosnost nevyztuženého průřezu ve smyku na celou výšku zábradlí při porušení průřezu stěny zábradlí ve svislém styku s podporující železobetonovou příčnou stěnou (kolmo na ložné spáry) podle [9]: MEd,x,b = 1,985. 5,812/ 8 = 8,38 kNm MEd,x,B = 2,985. 5,812/ 8 = 12,17 kNm

w d = γQ w k wd,b = b wd wd,B = B wd MEd,x,b = wd,b L2/8 MEd,x,B = wd,B L2/8

technologie • konstrukce • sanace • BETON VRd,x,b = bVRd,x

VRd,x = 30 kN/m VRd,x,b = 1. 30 = 30 kN/m > VEd,x,b > VEd,x,B

VRd,x,b = 1,275. 21 = 26,78 kN > VEd,x,b > VEd,x,B

VEd,y,B = 0,923. 1,8 = 1,66 kN/m

VRd,x = 21 kN/m

VEd,y,B = 1,557. 1,9 = 2,96 kN/m

VEd,y,B = wd B

VEd,y,b = 0,923. 1,0 = 0,92 kN/m

VEd,x,B = 1,661. 5,81/2 = 4,83 kN

MRd,x,b(B) = 1. 3,864 = 3,864 kNm ≈ MEd,x,b < MEd,x,B ; průřez stěny nevyhovuje MRd,y = 0,658 kNm/m > MEd,y,b … nedochází ke vzniku trhlinek v ložných spárách < MEd,y,B … dochází ke vzniku trhlinek v ložných spárách

VEd,y,b = 1,557. 1,275 = 1,99 kN/m

VEd,y,b = wd b

MRd,x,b(B) = b MRd,x

VEd,x,B = 2,958. 5,81/2 = 8,59 kN

VEd,x,B = wd,B L/2

VEd,x,b = 0,923. 5,81/2 = 2,68 kN

MRd,x = 3,864 kNm/m

VEd,x,b = 1,985. 5,81/2 = 5,77 kN

VEd,x,b = wd,b L/2

MEd,y,B = 0,496 + (1,8-1). 0,923. 1 = 1,23 kNm/m

MRd,x = 10,356 kNm/m

MEd,y,B = 27 + (1,9 – 1,275). 1,557. 1,275 = 2,48 kNm/m

MEd,y,b = 0,923. 12/ 2 = 0,496 kNm/m

MEd,x,B = 1,661. 5,812/ 8 = 7,01 kNm

MEd,x,b = 0,923. 5,812/ 8 = 3,89 kNm

wd = 1,5. 0,615 = 0,923 kN/m2 wd,b = 1. 0,923 = 0,923 kN/m wd,B = 1,8. 0,923 = 1,661 kN/m

Stěna objektu délky 54,2 m; wk = 0,615 kN/m2

❚

MRd,x,b(B) = 1,275. 10,356 = 13,2 kNm > MEd,x,b > MEd,x,B MRd,y = 0,208 kNm/m < MEd,y,b … dochází ke vzniku trhlinek v ložných spárách < MEd,y,B ... dochází ke vzniku trhlinek v ložných spárách

MEd,y,b = 1,557. 1,2752/ 2 = 1,27 kNm/m

MEd,y,b = wd b /2 MEd,y,B = = wd b2/2 + (B – b) wd b

2

Příklad 1 – věžový dům o 12 podlažích stěna objektu délky 24,2 m; wk = 1,038 kN/m2 (pozn.: zatížení větrem kolmé na kratší 17 m dlouhou stěnu věžového domu je menší); wd = 1,5. 1,038 = 1,557 kN/m2 wd,b = 1,275. 1,557 = 1,985 kN/m wd,B = 1,9. 1,557 = 2,958 kN/m

Výpočet

Příklad 2 – řadový dům o čtyřech podlažích

Literatura: [1] ČSN EN 1991-1-1 Eurokód 1: Zatížení konstrukcí – Část 1-1: Obecná zatížení – Objemové tíhy, vlastní tíha a užitná zatížení pozemních staveb, ČNI 2004 [2] ČSN EN 1991-1-4 Eurokód 1: Zatížení konstrukcí – Část 1-4: Obecná zatížení – Zatížení větrem, ČNI 2007 [3] ČSN EN 1996-1-1 Eurokód 6: Navrhování zděných konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla pro vyztužené a nevyztužené zděné konstrukce, ČNI 2007 [4] ČSN 74 3305 Ochranná zábradlí, ČNI 2008 [5] Sborník montovaných konstrukčních systémů pro bytovou výstavbu používaných v ČSSR (STÚ – publikace 1272 – říjen 1969) [6] Timperman P. a kol.: Murfor – Vyztužení zdiva, příručka pro navrhování a provádění zdiva vyztuženého v ložných spárách, N. V. Bekaert S. A. Bekaertstraat 2, B-8850 Zwevegem, Belgie, 2006, distribuce: Bekaert Petrovice, s. r. o., Petrovice u Karviné. [7] Košatka P., Lorenz K., Vašková J.: Zděné konstrukce 1, nakladatelství ČVUT Praha, 2010, 2. dotisk 1. vydání, 145 s., ISBN 80-01-03463-1 [8] Košatka P.: Příklady navrhování zděných konstrukcí 1, nakladatelství ČVUT Praha, 2010, 1. dotisk 1. vydání, 116 s., ISBN 978-80-01-04210-6 [9] Bílý P.: Program „Vítr Murfor v 1.1“, výpočetní pomůcka pro výpočet větrem bočně zatížených stěn, podepřených po třech nebo čtyřech stranách svého obvodu, volně dostupný z webových stránek: http://concrete. fsv.cvut.cz/~kosatka/ [10] Zrůbek L.: Program „Vyztužená stěna na poddajném stropu (v 1.0)“, výpočetní pomůcka pro výpočet zděných stěn na poddajném stropu, volně dostupný z webových stránek: http:// concrete.fsv.cvut.cz/~kosatka/ [11] Gattermayerová H.: Statické posouzení možnosti vyzdění zábradlí na lodžiích u stavební soustavy T08B, Novoborská 612–620, Praha 9, Atelier P. H. A., s. r. o., Gabčíkova 15, Praha 8; 21. 12. 2010

Tab. 1 Výstupy programu [9] a ověření podmínek spolehlivosti při bočním zatížení větrem pro příklady řešení ❚ Tab. 1 Outputs of the program [9] and check of the reliability conditions for lateral wind loading for given examples

VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH

65

VĚDA A VÝZKUM

❚


ROZVOJ POUŽITÍ GEORADARU PŘI DIAGNOSTICE ŽELEZOBETONOVÝCH KONSTRUKCÍ ❚ DEVELOPMENT OF THE USE OF GROUND PENETRATING RADAR FOR THE DIAGNOSIS OF REINFORCED CONCRETE STRUCTURES Jakub Štainbruch, Ondřej Anton, Tomáš Kordina S nástupem a rozvojem použití georadaru (GPR) při diagnostice železobetonových konstrukcí souvisí i řada experimentálních měření. Jejich cílem je rozvinout metodiku měření a vymezit okruh praktických aplikací, rozšířit povědomí o této v České republice relativně nové metodě a přesvědčit odbornou veřejnost o jejích přednostech.

❚ Based on the

development of ground penetrating radar (GPR) applications for diagnostic surveys of reinforced concrete structures, a large quantity of experimental measurements have been carried out. The purpose of doing those tests was, firstly, to help to improve the methodology of measurement; secondly, to determine the range of possible practical applications; and, last but not least, to increase awareness of this method, which is still not so well-known in the Czech Republic, and to convince the professional public of its usefulness.

G E O R A D A R V E S TAV E B N I C T V Í

S technologií radaru, tedy s metodou založenou na principu vysílání elektromagnetických pulzů do zkoumaného prostředí a na následné registraci jejich odrazů od překážek, se můžeme setkat v mnoha odvětvích lidské činnosti. Letectví, kosmonautika, glaciologie, vyhledávání munice, kriminalistika, geologie a geotechnika, archeologie, ... to je jen několik příkladů toho, jak široké je spektrum aplikací radaru. Není tedy divu, že metoda radaru se nemohla vyhnout ani stavebnictví, kde našla uplatnění v diagnostických průzkumech konstrukcí. V souvislosti se stavební diagnostikou se hovoří o metodě GPR (ground penetrating radar) či o georadaru, méně rozšířené je označení WPR (wall penetrating radar). Zatímco ve světě, především ve Spojených státech, patří georadar ke standardně používaným diagnostickým metodám a na toto téma se pořádají specializované odborné konference, v České republice není metoda GPR ve stavebnictví zatím příliš rozšířená a odbornou veřejností dostatečně akceptovaná. Autoři článku si vytkli za cíl ukázat na konkrétních příkladech výhody a přínos této progresivně se vyvíjející diagnostické metody. S ohledem na zaměření časopisu se budeme věnovat především otázce průzkumů železobetonových konstrukcí. V České republice se georadarová měření provádějí od 90. let. K rozvoji stavebně diagnostických průzkumů dochází především od poloviny první dekády tohoto století, a to hlavně v souvislosti s rozvojem měřící techniky, kdy přední výrobci georadarových systémů uvedli na trh vysokofrekvenční antény (109 Hz) s dostatečně vysokým rozlišením detekovatelných nehomogenit (10-2 až 10-3 m). Ruku v ruce s rozšiřujícím se okruhem možných (a potenciálně možných) aplikací bylo nutné zahájit intenzivní výzkum této metody, a to jak v samotné komerční oblasti, tak především ve spolupráci s vědeckými a výzkumnými pracovišti. V průběhu několika uplynulých let byly prováděny série experimentálních měření na fyzikálních modelech a reálných konstrukcích, jejichž cílem bylo ověřit možnosti použití různých nedestruktivních metod při diagnostických průzkumech a porovnat dosažené výsledky. V článku se zmíníme o výsledcích srovnávacích 66

měření mezi georadarem a profometrickým skenerem při vyhledávání výztuže v ostění tunelu, o výsledcích měření georadarem na velkorozměrových vzorcích betonu se zabudovanými různými typy konstrukčních prvků a defektů a o výsledcích výzkumného úkolu nazvaného „Rozvoj diagnostiky betonových konstrukcí pomocí radarového skeneru“. Srovnávací měření profometrickým skenerem a georadarem Použití magnetického indikátoru výztuže (tzv. profometru – podle nejrozšířenějšího typu přístroje v České republice firmy Proceq) patří ve stavební diagnostice k standardně používaným nedestruktivním metodám detekce výztuže. Jedná se o relativně jednoduchou metodu založenou na změně elektromagnetického pole v blízkosti kovového vodiče. Vyspělejší technika je opatřena sběrnicí dat a umožňuje provádět a vyhodnocovat i plošná měření. Srovnávací měření polohy výztuže georadarem a profometrickým skenerem bylo provedeno na základě zadání VUT v Brně během listopadu roku 2008 na dvou referenčních plochách na ostění tunelu Lahovice SOKP 514 v Praze. Cílem bylo porovnat přesnost a spolehlivost dvou různých nedestruktivních metod detekce ocelové výztuže v betonových konstrukcích. Profometrická měření provedla společnost Beton Bohemia ZL, s. r. o., za použití měřícího přístroje Hilti Ferroscan PS 200 (který patří ke špičce mezi běžně užívanými přístroji). Společnost Inset, s. r. o., provedla měření georadarová s použitím systému Ramac švédského výrobce Mala GeoScience s měřící anténou 1,6 GHz. Kontrolní měření hloubky uložení a pozice ocelové výztuže v betonové konstrukci proběhla na dvou referenčních plochách o rozměrech 1,2 x 1,2 m. Profometrická měření proběhla v síti vodorovných a svislých profilů s rozestupem 150 mm. Grid pro georadarová měření měl vzdálenost profilů 100 mm. Z obr. 1 a 2 vyplývá dobrá shoda ve výsledcích srovnávacího měření georadarem a profometrickým skenerem. Pouze minimální rozdíly panují v určení pozice vodorovné výztuže. Oběma metodami byly detekovány nejen průběžné pruty, ale i třmínek mezi prvním a druhým vodorovným prutem. Vrstva svislé výztuže se nacházela hlouběji od měřeného povrchu a byla skryta za vodorovnou výztuží. Proto odezva při měření byla méně zřetelná a určení pozice obtížnější. Výsledky srovnání patrné na obr. 2 jsou přesto dobré. Výrazněji se liší pouze v dolní části skenované plochy. Profometrický skener rovněž nedetekoval druhý svislý prut zleva, který byl uložen relativně hlouběji mimo hloubkový dosah přístroje. Z výsledků srovnávacích měření vyplynulo, že georadar i profometr reagují citlivě na přítomnost výztuže, nebo obecně železných prvků. Radar má výhodu ve větším hloubkovém dosahu. Na základě praktických zkušeností s používáním obou metod je nespornou výhodou georadaru vysoká produktivita měření. Za pracovní směnu lze změřit až několik kilometrů profilů. Rychlost sběru dat umožňuje měření georadarem se zachováním dostatečné citlivosti při pochozí


❚

3/2011

VĚDA A VÝZKUM

1a


1b

rychlosti nebo dokonce při pomalém pojezdu. GPR průzkumy se osvědčují zejména v případech, kdy lze shromážděná data zpracovávat a vyhodnocovat až dodatečně (tzv. post-processing).

Plocha 1 0

-0.4

-0.8

-1.2 0

2

❚

0.4

Průběh výztuže detekovaný: Ferroscanem Georadarem

0.8

1.2

Experimentální měření na zkušebních blocích Při diagnostických průzkumech lze využít celou řadu nepřímých metod. V poslední době dochází k prudkému rozvoji přístrojového vybavení, zpracovatelských postupů a inovativním přístupům. Možnosti použití metod se tak posouvají stále kupředu a snahou vědeckých a výzkumných pracovišť je tyto nové hranice ověřovat. V rámci řešení výzkumných úkolů (Podpora dlouhodobého zajištění jaderné bezpečnosti provozu jaderných elektráren v ČR a Metodika zkoušení masivních železobetonových konstrukcí) zaměřených na diagnostiku silnostěnných betonových konstrukcí byly vyrobeny velkoobjemové fyzikální modely, betonové bloky o rozměrech řádu několika metrů, na kterých byla provedena řada experimentálních a srovnávacích měření na různých typech úloh – detekce konstrukčních prvků, stanovení geometrických vlastností zkoumané konstrukce a zjišťování různých typů vnitřních defektů. Jednou ze zkoumaných metod byl i georadar.

3 Obr. 1 Výsledky srovnávacích měření na zkušební ploše, a) grafický výstup zjišťování horizontální výztuže profometrickým skenerem metodou Imagescan spojený v PC do jednoho celku, b) výsledky zjišťování horizontální výztuže georadarem zpracované programem ReflexW ❚ Fig. 1 Results of the comparison measurement at a test site: a) graphical output of profometric scanning of horizontal reinforcing rods using software method Imagescan, b) results of GPR measurement using software ReflexW Obr. 2 Výsledky srovnávacího měření na zkušební ploše 1, porovnání pozice jednotlivých prutů výztuže detekovaných profometrickým skenerem a georadarem ❚ Fig. 2 Results of the comparison measurement at a test site no.1, comparison of reinforcement layout detected with profometric scanner (blue lines) and GPR (yellow lines) Obr. 3 Diagnostický průzkum stropu komůrky Nuselského mostu v Praze – GPR měření je relativně rychlé a lze jej provádět i z pomalu jedoucí plošiny ❚ Fig. 3 The diagnostic survey of the chamber ceiling of Nuselsky Bridge in Prague – GPR measurement is relatively fast and can be carried out even from the moving trolley

3/2011

❚


67

VĚDA A VÝZKUM

❚


4

5

PŮDORYS

Měkká výztuž

Předpínací výztuž

Štěrkové hnízdo

Anténa Měř ení v síti vodorovných profilů

Měření v síti svislých profilů

1600MH z

projev měkkévýztuže

800MH z

projev štěrkovýchhnízd

500MH z

projev předpínací výztuže

6

68


❚

3/2011

VĚDA A VÝZKUM

7a Obr. 4 Konstrukční schéma fyzikálního modelu vyrobeného pro VUT v Brně ❚ Fig. 4 The design of a concrete test specimen by the TU in Brno Obr. 5 Ukázka GPR měření na fyzikálním modelu from the GPR measurement at a physical model

❚

Fig. 5

Photo

Obr. 6 Srovnání výsledků GPR měření pomocí anténních systémů 500, 800 a 1 600 MHz na fyzikálním modelu ❚ Fig. 6 GPR measurement at a physical model by the use of different antenna systems: 500, 800 and 1 600 MHz / comparison of results

❚


7b Obr. 7 Zkušební blok č. 5 v areálu ÚJV v Řeži, a) výstavba, b) měření GPR skenerem ❚ Fig. 7 Test specimen no. 5 at NRI in Rez a) construction, b) GPR scanning Obr. 8 Výsledky srovnávacích měření: plošné řezy zkonstruované pro hloubkovou úroveň 120 a 290 mm s interpretovanou pozicí detekovaných konstrukčních prvků, a) ruční měření v síti bodů 5 x 50 mm, b) automatické měření GPR skenerem v síti bodů 5 x 10 mm ❚ Fig. 8 Results of comparison measurements: scans constructed for the depth horizon of 120 mm and 290 mm with interpreted position of detected construction elements, a) manual measurement in a grid 5 x 50 mm, b) automatic scanning in a grid 5 x 10 mm

8

3/2011

❚


69

VĚDA A VÝZKUM

❚


Na základě technické specifikace VUT v Brně byly zhotoveny dva tvarově a rozměrově shodné betonové bloky. Do bloku „A“ byly při výrobě zabudovány různé typy nehomogenit – pruty měkké výztuže různého průměru, zainjektovaná i nezainjektovaná předpínací výztuž a štěrková hnízda (obr. 4). Blok „B“ byl vyroben z prostého betonu a sloužil jako referenční. V září 2007 proběhla série georadarových měření, kdy se zkoumaly diagnostické možnosti georadaru při použití různých typů měřících antén (500, 800 a 1 600 MHz). Platí, že s rostoucí frekvencí antény vzrůstá rozlišovací schopnost (kratší vlnová délka umožňuje detekovat i objekty menších rozměrů). Zároveň ale progresivně klesá hloubkový dosah měření, neboť vyšší frekvence jsou více tlumeny a nemají takovou schopnost průniku materiálem jako nízké. Na obr. 6 je ukázka srovnání výsledků měření pomocí různých typů měřících antén. Na plošných skenech se zobrazil průběh jednotlivých prutů výztuže a pozice štěrkových hnízd. Přestože obstojné výsledky byly získány ve všech případech, jako optimální anténní systém se pro tento konkrétní typ úlohy ukázala anténa 800 MHz. Anténa 1 600 MHz sice zřetelně vykreslila průběh svislé výztuže, ale projevy vodorovné výztuže (předpínací) a především štěrkových hnízd nejsou již tak zřetelné. Naproti tomu anténa 500 MHz má dostatečný hloubkový dosah, ale projevy jednotlivých prutů výztuže díky nižšímu rozlišení splývají. Při řešení praktických úloh je nutné zohledňovat konkrétní podmínky, jakými jsou předpokládaná velikost hledaných objektů, jejich hloubka a fyzikální vlastnosti prostředí. Vždy je výhodné použít více anténních systémů různých frekvencí a při zpracování naměřených dat vzájemně srovnávat výsledky.

ní pozice měřených bodů, tak i požadovaná hustota měřených dat. Vývoj automatického GPR skeneru probíhal v letech 2008 až 2010 v rámci výzkumného projektu podporovaného MPO. Na základě vyhodnocení praktických zkušeností ze zkušebních měření byly nakonec vyvinuty dvě verze skeneru. Základní model Dibekon je určen především k proměřování větších ploch a díky své robustnější konstrukci umožňuje nést georadarové antény větších rozměrů (např. stíněnou anténu 800 MHz). Pro detailní skenování menších ploch je vhodný model Dibekon Lt. Jedná se o kompaktní, snadno transportovatelné a jednoduše smontovatelné zařízení. V lednu 2011 proběhlo na zkušebním bloku v areálu ÚJV v Řeži srovnávací měření, jehož cílem bylo posoudit, do jaké míry se zlepšila kvalita GPR dat naměřených pomocí skeneru Dibekon Lt. oproti ručnímu plošnému měření prováděnému na témže bloku v roce 2006. Zkušební blok, na němž srovnávací měření probíhalo, má rozměry 2,6 x 2 x 1,2 m a relativně komplikovanou vnitřní stavbu (obr. 7a). Pod vrstvou konstrukční výztuže jsou diagonálně rozmístěny kanálky předpínací výztuže. Srovnání prokázalo výrazné zlepšení schopnosti detekovat hlouběji uložené prvky. Zatímco při ručním měření se kanálek při plošném zpracování neprojevil, pomocí skeneru se průběh kanálku podařilo spolehlivě určit. Výsledky srovnávacích měření jsou prezentovány na obr. 8. Použití skeneru při GPR měřeních se osvědčilo především při diagnostických průzkumech složitějších detailů, kde je třeba znát přesný průběh jednotlivých konstrukčních prvků a případných defektů (diagnostika mostních závěrů, zjišťování pozice kluzných trnů a kotev v cementobetonových vozovkách, pozice nosné výztuže v místě plánovaných průrazů apod.).

GPR skener Během experimentálních měření se ukázala jako limitující faktor pro výslednou kvalitu GPR dat a diagnostických možností této metody malá hustota naměřených dat a především nedostatečná přesnost určení pozice antény. Při ručním vedení antény nelze zajistit přímost profilů a konstantní krok měření s dostatečnou přesností. I při maximální pečlivosti věnované kvalitě sběru dat, použití papírových gridů s předkreslenou sítí profilových linií a délkových vyrovnávacích značek se chyba určení pozice antény pro daný měřící bod pohybuje okolo 20 mm. Při řešení praktických úloh, kde měření probíhá v technicky náročných podmínkách (z pojíždějící plošiny, nebo při měření z horolezeckého závěsu), roste nepřesnost určení pozice antény až na cca 200 mm. Rovněž je prakticky nemožné dosáhnout dostatečné hustoty profilů. Na základě výsledků různých vědeckých studií je pro dosažení kvalitních 3D měření optimální, pokud je krok měření na profilu srovnatelný se vzdáleností mezi profily. V praxi je mezi krokem měření a rozestupem profilů značný rozdíl. Při experimentálních ručních měřeních se tento poměr pohybuje okolo 1 : 10, při řešení praktických úkolů není výjimkou, že krok měření je v řádu mm nebo desítek mm a rozestup mezi profily dosahuje desetin metru až prvé metry. Interpolace jednotlivých anomálií je v takovém případě obtížná, při větší hustotě detekovaných prvků nemožná. Omezení plynoucí z nedostatečné kvality ručně prováděného měření lze odstranit použitím automatického GPR skeneru, tj. zařízení, které (pevně spojeno s konstrukcí) posunuje měřící GPR anténou v předem definované síti měřících bodů. Tím je zajištěna jak dostatečná přesnost urče-

Z ÁV Ě R

70

Tak jako radar znamenal v minulosti revoluci v letectví, věříme, že stejně široké uplatnění najde tato nedestruktivní diagnostická metoda i v českém stavebnictví. Cílem tohoto článku je na základě výsledků intenzivních několikaletých výzkumů přesvědčit odbornou veřejnost o nesporných kvalitách metody GPR a jejím platném místě v komplexu metod nedestruktivního zkušebnictví. Příspěvek byl vytvořen s podporou projektu Specifického výzkumu FAST-S-11-23 uděleného Vysokým učením technickým v Brně. RNDr. Jakub Štainbruch, Ph.D. Inset, s. r. o. Divize geologie a geofyziky Novákových 6, 180 00 Praha 8 e-mail: [email protected] Ing. Ondřej Anton, Ph.D. e-mail: [email protected] Ing. Tomáš Kordina e-mail: [email protected] oba: Fakulta stavební VUT v Brně Ústav stavebního zkušebnictví Veveří 95, 602 00 Brno Fotografie: 1 až 6, 8 – archív společnosti Inset, s. r. o., a Ústavu stavebního zkušebnictví Fakulty stavební VUT v Brně, 7 – Ing. Pečínka


❚

3/2011

VĚDA A VÝZKUM

❚


ING. VLADIMÍR ČERVENKA OSLAVÍ SEDMDESÁTINY I když je těžko tomu uvěřit vzhledem k jeho vitalitě, oslaví Vladimír Červenka v červnu 2011 již sedmdesátku. Vladimír Červenka, významná osobnost v oboru betonových a železobetonových konstrukcí, patří k zakladatelům a propagátorům numerické a počítačové analýzy železobetonových staveb a je v této problematice mezinárodně uznávaným expertem. Vladimír Červenka se narodil ve Zlíně, později se s rodiči přestěhoval do Prahy a zde v roce 1962 úspěšně ukončil studia na ČVUT. V roce 1970 obhájil doktorskou disertační práci a získal titul PhD na Coloradské univerzitě v Boulderu (USA). Jeho doktorská práce „Inelastic Finite Element Analysis of Reinforced Concrete Panels under In-Plane Loads“ je jednou z prvních odborných prací v oboru a je uznávána jako základní dílo teorie rozetřených trhlin (smeared crack models) pro modelování porušování betonu. Téma Vladimír i nadále sledoval a rozšiřoval, a stal se světově proslulým odborníkem na realistické počítačové modelování betonových a železobetonových konstrukcí. Po návratu do Prahy Vladimír pracoval od roku 1971 ve Stavebním ústavu ČVUT (nyní Kloknerův ústav), kde využil řadu svých zkušeností z pobytu v USA. Zaváděl nové progresivní metody v numerické analýze stavebních konstrukcí MKP i v oblasti experimentální – řízení experimentů pomocí počítače a automatizované zpracování naměřených dat. Těmito v té době ojedinělými postupy a metodami zkoumal například model budovaného Barrandovského mostu v Praze. Současně se zabýval výzkumem vlastností a chování betonu, vývojem numerických modelů materiálu a simulací betonových konstrukcí. V roce 1982 zvítězil v „International Competition to Predict the Response of Reinforced Concrete Panels“ organizované Torontskou univerzitou v Kanadě. Poté získal Humboldtovo stipendium, díky kterému působil v letech 1983 a 1984 na německých universitách v Darmstadtu a Kasselu, kde ve spolupráci s profesorem Mehlhornem rozvíjel své materiálové modely porušeného betonu. Při této práci se setkal s významnými odborníky (profesory Reinhardtem, Walravenem, Kolleggerem, Keuserem ad.), s nimiž jej dodnes pojí přátelské vztahy a odborná spolupráce. Je třeba zmínit i spolupráci s univerzitami v tehdejší NDR (Drážďany a Weimar) a na nich působícími osobnostmi, například profesora Zrosta. V letech 1987 až 1990 hostoval Vladimír na univerzitě ve Stuttgartu u profesora Eligehausena na Ústavu stavebních materiálů (IWB). Zde využíval své materiálové modely a počítačové programy při modelování kotevních prvků pro betonové stavby. Svými výpočty a jejich výsledky se úspěšně zúčastnil soutěže vyhlášené organizací RILEM k objasnění vlivu velikosti na únosnost ocelových kotev v betonu (size effect). Během svého pobytu ve Stuttgartu vytvořil na základě předchozích prací a s využitím dříve vyvinutých nelineárních materiálových modelů první verzi počítačového MKP programu SBETA určeného pro realistickou simulaci chování a porušování železobetonových konstrukcí (jako komerčně využitelný produkt byl zprvu prodáván holandskou firmou Peekel Instruments). Po Sametové revoluci a návratu do Prahy založil Vladimír v roce 1991 vlastní poradenskou a konzultační firmu „Vladimír Červenka – Consulting“ (krátce „Červenka Consulting“), která se stále věnuje výzkumu v oblasti modelování betonu a betonových konstrukcí, vývoji a prodeji softwaru a poradenství. Vývoj programů je díky zpětné vazbě orientován na řešení praktických problémů a vychází z aktuálních potřeb stavební a projekční praxe. Již první komerční verze programu SBETA byla vybavena, na tehdejší poměry jedinečnými, možnostmi grafického zobrazení pro beton specifických výsledků nelineárních výpočtů a vynikala příjemným, intuitivně snadno ovladatelným uživatelským prostředím. V roce 1993 získal Vladimír stipendium firmy Kajima, jež mu umožnilo uskutečnit řadu přednášek po celém Japonsku, což (spolu s podporou profesorů Mihashiho, Okamury a Maekawy) přispělo 3/2011

❚

ke značnému rozšíření programu SBETA v japonských firmách a univerzitách. Rozvoj výpočetní techniky a jejích možností vedl k vývoji nového produktu i v oblasti simulace porušování betonu. Společně se synem Janem, který nastoupil do firmy po ukončení studia v USA, uvedli v roce 2000 na trh program ATENA, který rozšířil možnosti nelineárních výpočtů na prostorové objekty pomocí nového 3D křehkoplastického materiálového modelu. Program se rychle uplatnil ve výzkumu i v praxi a rozšířil se mezi odbornou veřejností. Dnes je uznáván po celém světě a používán téměř 500 uživateli. Pro lepší možnosti růstu a rozvoje firmy založil Vladimír v roce 2008 nový podnik, Červenka Consulting, s. r. o., který postupně přebírá a rozšiřuje činnost původní firmy. Znalosti a zkušenosti zaměstnanců společnosti jsou požadovány a využívány při posudcích v oblasti jaderné energetiky, větrných elektráren, jakož i při navrhování či posuzování ohrožení a poškození budov, mostů, tunelů a dalších stavebních objektů. Projekty, na nichž se Vladimír během své odborné kariéry podílel, se počítají na desítky a pokrývají všechny oblasti betonových a železobetonových staveb. I jejich zeměpisný rozsah je rozsáhlý – od Prahy a České republiky přes Německo, Švýcarsko, Itálii, Holandsko, Finsko po USA, Austrálii, Indii a Japonsko. Vladimírova odborná činnost je spjata i s holandskou univerzitou v Delftu, kde spolupracuje s řadou významných odborníků v oblasti betonu, mechaniky a modelování konstrukcí, např. s profesory Walravenem, den Uijlem, de Borstem, Blaauwendraadem, van Rotsem, Hordijkem ad. Rovněž s rakouskou univerzitou BOKU ve Vídni rozvinul vědecké kontakty s profesorem Sparowitzem, které nyní pokračují úzkou odbornou spoluprací s profesory Bergemeisterem a Straussem a vyústily mj. v působení na pozici hostujícího profesora v roce 2006. Rovněž je třeba zmínit dlouholetou vědeckou spolupráci i osobní přátelství s profesorem Bažantem z Northwestern University v Evanstonu, USA. V posledních letech se Vladimír stále více na mezinárodní úrovni věnuje výzkumu a normotvorné činnosti v oblasti nelineárních výpočtů betonu a železobetonu, globální bezpečnosti konstrukcí, modelových nejistot atp. Řídí několik mezinárodních projektů podporovaných Evropskou unií. Jako člen pracovní skupiny fib SAG5 „New Model Code 2010“ zpracoval metodiku ověřování mezních stavů konstrukcí počítačovou simulací („navrhování pomocí nelineárních výpočtů MKP“) pro připravovaný Model Code. Je rovněž aktivním členem fib Task Group 4.1 „Serviceability“ a členem organizací IABSE a FraMCoS. V letošním roce mu byla udělena „fib Medal of merit“ (medaile za zásluhy) jako ocenění jeho přínosu pro konstrukční beton. V roce 2000 byl oceněn jako „Distinguished Engineering Alumnus“ (významný absolvent) Coloradské univerzity v Boulderu. Vladimír se podílel i na řadě praktických a výzkumných projektů v rámci České republiky, jmenujme například posouzení obchodního domu Kotva, přepočet Nuselského mostu či spolupráci na projektu mostu přes Berounku. Spolupracuje rovněž na výzkumných projektech financovaných prostřednictvím české grantové a technologické agentury, ministerstvem průmyslu a obchodu, ministerstvem školství atd. Je čestným členem České betonářské společnosti a od roku 2000 je členem Inženýrské akademie. Při těchto svých aktivitách spolupracuje s významnými českými odborníky v oboru betonových konstrukcí a staveb a jejich navrhování, stavební mechaniky, spolehlivosti a životnosti konstrukcí. Celoživotní přínos Vladimíra Červenky k vědecké analýze chování a porušování betonu a k využití jejich výsledků v praktických aplikacích při modelování konstrukcí je všeobecně uznáván a oceňován. Můžeme si jedině přát, aby mohl i nadále přispívat k dalšímu rozvoji poznání stavebních konstrukcí a materiálů, předávat své bohaté zkušenosti a poznatky mladším kolegům, a aby přitom našel dostatek času i pro svou rodinu a na zotavení. Při příležitosti sedmdesátých narozenin si dovoluji srdečně popřát Vladimírovi jménem všech jeho současných i bývalých kolegů a spolupracovníků ještě dlouhá léta spokojeného života a zejména pevné a trvalé zdraví.


Radomír Pukl

71

VĚDA A VÝZKUM

❚


KARBONATÁCIA BETÓNU ŽELEZOBETÓNOVÝCH KONŠTRUKCIÍ – ČASŤ I: ZÁKLADNÉ POZNATKY ❚ CARBONATION OF REINFORCED CONCRETE STRUCTURES – PART I: PRINCIPAL KNOWLEDGE Ivan Janotka, Ľudovít Krajči, Antonín Špaček Definícia karbonatácie betónu. Štyri etapy karbonatácie betónu. Činitele ovplyvňujúce rýchlosť karbonatácie betónu. Prehľad literárnych poznatkov. Životnosť karbonatovaných konštrukcií. Normovanie náporu plynného oxidu uhličitého na železobetónové konštrukcie. Navrhovanie betónu cie.

❚

vystaveného

účinkom

karbonatá-

Definition of concrete carbonation.

Four stages of concrete carbonation. Factors influencing the rate of concrete carbonation. Review of literary knowledge. Service life of concrete structures subjected to carbonation. Standardization of the carbon dioxide attack for reinforced concrete structures. Design of concrete for exposition to carbonation.

Na železobetónové konštrukcie korozívne pôsobí okrem kvapalného a pevného agresívneho prostredia tiež agresívne prostredie plynné. V relatívne čistej atmosfére je to len oxid uhličitý (CO2) a oxid siričitý (SO2). V atmosfére chemických závodov to môže byť fluorovodík, sírovodík, chlór, chlorovodík, oxidy dusíka a ďalšie plyny. Norma ČSN 73 0080:1987 definuje karbonatáciu betónu ako vzájomné pôsobenie cementového kameňa a plynného oxidu uhličitého, ktoré vedie ku zníženiu alkality kvapalnej fázy betónu. V tejto prvej časti príspevku o karbonatácii (Časť 1: Základné poznatky) vysvetľujeme podstatu škodlivého účinku oxidu uhličitého na železobetón a podávame prehľad literárnych poznatkov o jednotlivých činiteľoch karbonatácie. Krátko sa zmieňujeme o normovaní agresivity oxidu uhličitého a navrhovaní protikoróznej ochrany podľa v súčasnosti platných noriem. Druhá časť bude obsahovať obecné metódy stanovenia etapy karbonatácie a budeme prezentovať vlastné výsledky zo sledovania rýchlosti karbonatácie betónových konštrukcií. OBSAH OXIDU UHLIČITÉHO V OVZDUŠÍ A JEHO DÔSLEDKY

Životnosť železobetónových konštrukcií ovplyvňuje vo významnej miere aj 72

karbonatácia betónu. Karbonatáciu betónu spôsobuje prítomnosť oxidu uhličitého v atmosfére, ktorého obsah v relatívne čistej atmosfére predstavuje priemerne 0,03 % obj., čomu odpovedá koncentrácia 0,05 % hm. alebo asi 60 mg/m3 [1]. Tesne pri zemi môže však vzduch obsahovať aj desaťkrát viac oxidu uhličitého, pretože tento plyn je ťažší ako vzduch. Dlhodobým monitorovaním obsahu oxidu uhličitého v Brne H. Králová a B. Teplý [2] preukázali, že v mestskom prostredí je obsah CO2 v dôsledku spaľovania fosílnych palív, najmä v spaľovacích motoroch dopravných prostriedkov, priemyselných a komunálnych kúreniskách, až rádovo vyšší, pričom dosahuje hodnoty 600 až 800 mg/m3. Pôsobením CO2 nastáva postupná premena väzných hydratačných produktov cementu v betóne (C-S-H fáza), najmä portlanditu – Ca(OH)2, na kalcit, aragonit a vaterit (kryštalické modifikácie uhličitanu vápenatého – CaCO3). Hlavne sa však urýchľuje korózia oceľovej výstuže betónu tým, že klesá alkalita betónu až pod hodnotu pH 9,5. P R I E B E H K A R B O N ATÁ C I E BETÓNU

Priekopnícke práce v štúdiu procesu karbonatácie betónu vykonal najmä M. Matoušek a R. Drochytka [3]. Priebeh karbonátacie betónu sa zvyčajne rozdeľuje do štyroch etáp. V prvej etape karbonatácie sa premieňa hydroxid vápenatý (Ca(OH)2) na uhličitan vápenatý (CaCO3), ktorý pritom čiastočne zaplňuje póry. Hlavné vlastnosti betónu sa v tomto štádiu stávajú výhodnejšími. Vznikajúcimi karbonátmi sa zahusťuje pórová štruktúra, čím pevnosť betónu vzrastá. V druhej etape prebiehajú premeny ostatných gélových hydratačných produktov cementu (kalciumsilikáthydrátov a kalciumalumináthydrátov), pričom vznikajú modifikácie CaCO3 s amorfným gélom kyseliny kremičitej. Hrubozrnné kryštalické novotvary CaCO3 sa vyskytujú len ojedinele. Vlastnosti betónu v druhej etape karbonatácie sa príliš nemenia a nebola evidovaná

mechanická ani štrukturálna degradácia betónu. Tretia etapa karbonatácie sa vyznačuje prekryštalizovaním prvotne vzniknutých novotvarov CaCO3. Objavujú sa veľmi početné a relatívne rozmerné kryštály kalcitu a aragonitu. Mechanické vlastnosti betónu sa behom tretej etapy zhoršujú a alkalita betónu klesá pod hodnotu pH 9,5. Štvrtú etapu charakterizuje stav, pri ktorom hrubé kryštály kalcitu a aragonitu prestupujú celú štruktúru cementového tmelu, čo je v krajnom prípade spojené so stratou súdržnosti a pevnosti betónu. Hodnota pH klesá až k pH okolo 8. Karbonatáciu betónu je možné podľa mnohých prameňov, napr. podľa ďalej komentovaných autorov Z. Ściślewského [4] a J. Bilčíka [5], zjednodušene znázorniť rovnicou: Ca(OH)2 + CO2 = CaCO3 + H2O . Popísaný proces karbonatácie betónu má škodlivé dôsledky nielen pre samotný betón, ale hlavne pre jeho oceľovú výstuž tým, že hodnota pH medzizrnečného roztoku pri karbonatácii klesá z pôvodnej hodnoty 12,5 až pod 9,5. V silno alkalickom prostredí nekarbonatovaného betónu sú oxidy a hydroxidy železa, ktoré vznikajú na povrchu oceli stabilné; oceľová výstuž je pasivovaná. Pri poklese pH už pod hodnotu 11,5 sa stávajú ochranné vrstvy na výstuži pórovitými a málo stálymi až rozpustnými. Depasivácia sa objavuje už v druhom štádiu karbonatácie. Dôležitý parameter je relatívna vlhkosť vzduchu – v prostredí trvale suchom s relatívnou vlhkosťou 50 % a nižšou oceľová výstuž v skarbonatovanom betóne nekoroduje. V trvale vlhkom prostredí a v prostredí striedavo suchom a vlhkom oceľová výstuž v skarbonatovanom betóne bude však korodovať. Najnebezpečnejšia je karbonatácia vtedy, keď oxid uhličitý prenikne, napr. trhlinami, až k oceľovej výstuži. Pri vlhkosti prostredia do cca 50 % („suchý vzduch“) je difúzna reakcia CO2 v betóne pomalá a karbonatá-


❚

3/2011

VĚDA A VÝZKUM

cia sa prakticky neprejavuje. Taktiež v silne vlhkom prostredí (nad cca 80 % relatívnej vlhkosti) difúzia CO2 v kvapalnej fáze prebieha pomaly. Najnebezpečnejšie je rozmedzie relatívnej vlhkosti prostredia cca 50 až 70 % (stredné hodnoty vlhkosti), v ktorom CO2 difunduje do betónu najrýchlejšie. Č I N I T E L E O V P LY V Ň U J Ú C E RÝ C H L O S Ť K A R B O N ATÁ C I E BETÓNU

Činitele, ktoré ovplyvňujú rýchlosť korózie betónu – teda aj karbonatácie, zvyčajne rozdeľujeme do štyroch skupín, a to na činitele vymedzujúce • agresivitu prostredia, • odolnosť samotného betónu, resp. betónovej krycej vrstvy výstuže, • odolnosť samotnej oceľovej výstuže. Zvláštnym druhom činiteľa je tzv. plánovaná životnosť betónovej konštrukcie, pretože, ako je z praxe známe, korózia je vždy otázkou času. Z činiteľov vymedzujúcich agresivitu prostredia na rýchlosť karbonatácie majú však výraznejší vplyv len obsah oxidu uhličitého v atmosfére, relatívna vlhkosť vzduchu, resp. rýchlosť striedania vlhkosti, čas pôsobenia a teplota okolia [6, 7]. V súvislosti s odolnosťou samotného (prostého) betónu proti pôsobeniu oxidu uhličitého sa najčastejšie zohľadňuje vodný súčiniteľ, obsah cementu a pevnosť betónu, teda významné činitele kvality betónu. Tieto tri činitele odolnosti betónu sa berú do úvahy aj pri navrhovaní odolnosti betónu medznými hodnotami podľa v súčasnosti platnej STN EN 206-1 [8], ako je to zrejmé z neskôr reprodukovanej tabuľky 4. Na rýchlosť procesu karbonatácie vplýva aj ošetrovanie betónu a použitie prísad [7, 9]. Dôležitými činiteľmi tejto skupiny sú aj hrúbka krycej vrstvy výstuže a vznik a šírka rozovretia trhlín. Odolnosť samotnej oceľovej výstuže proti účinkom karbonatácie je možné zvýšiť prídavkom legujúcich prísad, úpravou povrchu výstuže, použitím oceli s vyššou pevnosťou, s väčším priemerom, resp. prierezom. Do skupiny činiteľov odolnosti samotnej oceľovej výstuže zaraďujeme aj stupeň napätosti výstuže [10]. Veľmi často je treba v súvislosti s pôsobením CO2 brať do úvahy, ako bolo spomenuté, aj plánovanú životnosť konštrukcie. Aj v súčasnosti platné normové predpisy tento faktor zohľadňujú. Napr. STN EN 206-1:2002 3/2011

❚

❚

[8] v Poznámke 3, ktorá sa vzťahuje k čl. 5.3.2, spresňuje, že predpisy platné v mieste použitia betónu majú zahŕňat požiadavky vychádzajúce z predpokladanej životnosti najmenej 50 rokov za predpokladaných podmienok údržby. PREHĽAD LITERÁRNYCH P O Z N AT K O V

Pri ďalej komentovaných prácach sme uprednostňovali publikácie, vytvorené na základe prác realizovaných v Slovenskej republike a Českej republike, resp. realizovaných v bývalej Československej republike. Všímame si proces karbonatácie bežného hutného betónu, vyrobeného z cementov na podklade slinku z portlandského cementu. Nevenujeme preto pozornosť karbonatácii betónu, pripraveného zo špeciálnych cementov, napr. betónu vyrobeného z hlinitanového cementu. Kládli sme dôraz na zisťovanie vplyvu tých činiteľov, ktoré majú rozhodujúci význam pre rýchlosť karbonatácie železobetónových konštrukcií v praxi. Kvôli prehľadnosti literárnej rešerše pramene členíme do štyroch skupín – na publikácie, ktoré: • sa problematikou karbonatácie zaoberajú komplexne, • si všímajú prevažne činitele agresivity prostredia, • pojednávajú hlavne o činiteľoch odolnosti betónu, • rozoberajú predovšetkým problematiku životnosti karbonatovaných konštrukcií. Komplexné práce o karbonatácii betónu V monografii S. N. Alexejeva, N. K. Rozentala a I. G. Katajeva [11] sa konštatuje, že pri zvýšení vodného súčiniteľa z hodnoty 0,54 na hodnotu 0,81 sa po piatich rokoch expozície betónu hĺbka karbonatácie zvýši z 13,5 na 30 mm. Z iných významných závislostí monografia obsahuje napr. tabelárnu závislosť hĺbky karbonatácie od jemnosti mletia cementu, podľa ktorej rýchlosť karbonatácie pri zvyšovaní jemnosti cementu klesá. S cementom jemnosti 2 500 cm2/g sa po dvoch rokoch expozície cementových mált zistila hĺbka karbonatácie 14 mm, avšak s cementom o dvojnásobnej jemnosti (5 000 cm2/g) hĺbka karbonatácie po rovnakej dobe expozície poklesla na 10 mm. Autor Z. Ściślewski [4] vo svojej monografii, venovanej korózii a ochrane



výstuže, zdôrazňuje, že rýchlosť karbonatácie závisí od mnohých činiteľov, z ktorých vyslovene menuje vlhkosť atmosféry, obsah cementu v betóne, vodný súčiniteľ, druh cementu, obsah prímesí a prísad a prevzdušnenie betónu. Bližšie poukazujeme len na tie činitele agresivity prostredia a odolnosti betónu, ktoré sú najdôležitejšie pri navrhovaní betónu odolného proti karbonatácii. Je tu napr. reprodukovaná závislosť stupňa karbonatácie betónu od relatívnej vlhkosti atmosféry pri 20 °C podľa C. J. Verbecka, ktorú citujú aj M. Matoušek a R. Drochytka [7]. V súlade s prácou C. J. Verbecka najrýchlejšie karbonatujú betóny pri relatívnej vlhkosti vzduchu približne od 50 do 70 %. V monografii je zobrazená aj grafická závislosť hĺbky karbonatácie od obsahu cementu podľa M. Vénuata a M. Alexandrea, na základe ktorej hĺbka karbonatácie pri zvyšovaní obsahu cementu silno klesá, najmä po dlhšej dobe karbonatácie. V súlade s prácou M. Matoušeka [1] karbonatácia betónu nemá ostrých hraníc. Betóny pripravené z portlandských cementov, s relatívne vyšším obsahom cementu, vytvárajú väčší odpor pre karbonatáciu, zatiaľ čo betóny s nižším obsahom cementu a betóny pripravené z cementov obsahujúcich väčšie množstvo trosky, popolčeka alebo iných puzolánov, podliehajú karbonatácii ľahko. Tieto rozdiely sa výraznejšie uplatňujú pri použití relatívne vyšších vodných súčiniteľov. V článku je odvodený aj vzorec pre výpočet hĺbky karbonatácie v tvare x = 1,67.10

−6

τ ,

kde x značí hĺbku karbonatácie [m] a τ čas karbonatácie [sec]. Podľa tohto vzorca by za jeden rok pôsobenia oxidu uhličitého karbonatácia prenikla do hĺbky 9,4 mm, za štyri roky do hĺbky 18,8 mm a za desať rokov do hĺbky 30 mm, čo je podľa autora v celkom dobrej zhode s pozorovaním rýchlosti karbonatácie u obyčajných betónov. Predchádzajúce poznatky M. Matoušeka [1] o závislosti stupňa karbonatácie od obsahu a druhu cementu, závislosti karbonatácie od ďalších technologických činiteľov, ako je napr. obsah prísad, potvrdzujú aj S. N. Alexejev a N. K. Rozental vo svojej monografii [9]. Citujú prácu A. Meyera, H. I. Wieriga a K. Husmanna, ako aj prácu autorov M. Vénuata, J. Alexandrea, podľa ktorých relatívna hĺbka karbonatácie závisí na obsa73

VĚDA A VÝZKUM

❚


Tab. 1 Relatívna hĺbka karbonatácie v závislosti od obsahu cementu of carbonation in dependence on cement content

Autori literárneho prameňa A . Meyer, H. I. Wierig, K. Husmann M. Vénuat, J. Alexandre

200 1,8 1,32

250 1,4 -

hu cementu tak, ako je to reprodukované v tab. 1. Z veľmi podrobnej tabuľky o vplyve druhu cementu a jednotlivých druhov prísad napr. vyplýva, že použitím portlandského troskového cementu – pri porovnaní s portlandským cementom – sa relatívna hĺbka karbonatácie zvýši z hodnoty 1 na hodnotu 1,32, to znamená vzrastie o 32 %. Podľa citovanej práce (autor A. Kishitani) použitím prevzdušňovacej prísady je možné znížiť relatívnu hĺbku karbonatácie o 40 % a aplikáciou plastifikačnej prísady až o 60 %. Ešte výraznejšie zníženie relatívnej hĺbky karbonatácie umožňuje aplikácia inhibítorov korózie oceľovej výstuže, napr. podľa autorov V. B. Ratinova, S. V. Šestoperova a I. I. Križanovského použitím 4 % inhibítora zn. NNK (dusitan a dusičnan vápenatý) poklesne relatívna hĺbka karbonatácie až na hodnotu 0,09 až 0,35. Rovnako ako vyššie spomínaný autor M. Matoušek [1], aj S. N. Alexejev [12] odporúča pre výpočet hĺbky karbonatácie použiť vzorec x= A τ ,

kde je x hĺbka karbonatácie, A konštanta a τ čas karbonatácie. V zahraničí sa podľa S. N. Alexejeva na zvýšenie ochrany oceľovej výstuže odporúča zväčšenie hrúbky krycej vrstvy výstuže. Tento autor však odporúča ísť inou cestou, a to zvýšením hutnosti betónu. Zdôrazňuje, že zvlášť nebezpečná je karbonatácia betónu pri súčasnom pôsobení chloridov, pretože difúziou chloridov karbonatácia betónu aj v hutnom betóne priebieha zvlášť rýchlo. V prípade súčasného náporu chloridov je účelné do betónovej zmesi pridávať inhibítory korózie oceľovej výstuže. Vplyvu druhu cementu na rýchlosť karbonatácie si M. Matoušek všíma aj v neskoršej práci [13]. Potvrdilo sa to aj na základe dlhodobého sledovania tohto vplyvu na starých betónových konštrukciách. Vplyv druhu cementu – pri porovnaní s výsledkami laboratórnych skúšok – je tu ešte väčší, pretože hydroxid vápenatý, vznikajúci hydratáciou cementu a obsiahnutý v medzizr74

❚

Tab. 1

Obsah cementu [kg/m3] 300 350 400 1 0,85 0,7 1 0,49 0,42

Relative depth

450 0,6 -

500 0,5 0,34

nečnom roztoku v kapilárnych póroch betónu, prechádza pozvoľna vďaka koncentračnému spádu k povrchu karbonatovaného betónu. Tu sa potom viaže s difundujúcim oxidom uhličitým na uhličitan vápenatý a vytvára predovšetkým kalcitové kryštáliky. Kryštálové novotvary zmenšujú priemer kapilár, čím dochádza k ďalšiemu spomaľovaniu, prípadne až zastaveniu škodlivého pôsobenia plynov na betón. Z toho vyplýva, že cementy, ktoré vďaka svojmu zloženiu alebo vzhľadom k prítomnosti prísad neposkytujú medzizrnečné roztoky v póroch cementovej malty s dostatočne veľkou a trvalou koncentráciou hydroxidu vápenatého, budú mať – za ináč rovnakých podmienok – menšiu odolnosť proti atmosférickým plynom. Príspevok M. Matoušeka [14], publikovaný v rovnakom zborníku ako práca [13], informuje, použitím akých protikoróznych zásahov je možné koróziu železobetónových konštrukcií škodlivými plynmi z atmosféry zmierniť. Je to predovšetkým dokonalé zhutnenie betónu, dostatočné dávkovanie cementov s vysokým obsahom CaO a používanie zhutňujúcich plastifikačných prísad. Zo sekundárnej ochrany betónu sa osvedčila aplikácia vhodných povrchových úprav. Tieto povrchové úpravy môžu byť nanášané ako omietky, nástreky alebo ako nátery. Rozhodujúcou vlastnosťou týchto povrchových úprav je ich difúzny odpor. Zvlášť vhodné riešenie pre tento účel predstavujú omietkoviny, kde sa ako spojivo, alebo aspoň jeho časť, použili kopolymérne disperzie akrylátov. V monografii V. Moskvina, F. Ivanova, S. Alekseyeva a E. Guzeyeva [6] je tabelárne udaná pomerná hĺbka karbonatácie v závislosti od vodného súčiniteľa (v/c) pri laboratórnom sledovaní pôsobenia oxidu uhličitého s koncentráciou 10 % obj. a relatívnej vlhkosti vzduchu 75 %. Sledovanie bolo realizované, pravdepodobne kvôli spoľahlivosti získaných výsledkov, v dvoch rôznych výskumných ústavoch, v Moskve a Charkove, pričom v obidvoch ústavoch sa použil rovnaký postup. Hĺbka

karbonatácie betónu s vodným súčiniteľom 0,5 bola zvolená za základ, rovnajúci sa 1. Poklesom v/c na hodnotu 0,4 poklesla aj pomerná hĺbka karbonatácie na hodnotu 0,65 až 0,666. Naopak, pri zvýšení vodného súčiniteľa na hodnotu 0,6 vzrástla aj pomerná hĺbka karbonatácie na 1,36 až 1,6. Z činiteľov agresivity prostredia si autori všímajú vplyvu teploty a súčasného vplyvu niekoľkých činiteľov. Poklesom teploty z 22 na -8 °C stupeň karbonatácie bude podľa N. K. Rozentala štyrikrát menší. Expozícou cementových mált v prístrešku poklesol stupeň karbonatácie, pri porovnaní s expozíciou v uzatvorenej miestnosti s relatívnou vlhkosťou 60 %, na hodnotu 0,45 a pri expozícii pod holým nebom až na hodnotu 0,2. Monografia M. Matoušeka a R. Drochytku [7] obsahuje až tri grafické závislosti stupňa karbonatácie od relatívnej vlhkosti vzduchu, a to podľa G. J. Verbecka z roka 1958, M. Vénuata, J. Alexandrea z roka 1968 a podľa M. Matoušeka z roka 1998. Tým autori zdôrazňujú význam tohto činiteľa, ktorý, ako je vidno z tab. 3, je základom súčasnej normovej klasifikácie náporu oxidu uhličitého na železobetónové konštrukcie. Závislosti sú vzájomne porovnateľné. Podľa G. J. Verbecka sa maximálny stupeň karbonatácie dosahuje pri relatívnej vlhkosti vzduchu približne 50 až 60 %, podľa M. Vénuata a J. Alexandrea pri 50 % a podľa M. Matoušeka pri približne 50 až 93 %. V monografii sú ďalej popísané štyri etapy karbonatácie, spomenuté už vyššie. K rýchlosti karbonatácie betónov pretepľovaných zvyčajným spôsobom autori konštatujú, že karbonatácia a rýchlosť korózie oceľovej výstuže je u týchto betónov, pri porovnaní s nepretepľovanými betónmi, väčšia. Všímajú si tiež karbonatáciu betónov, pripravených z hlinitanových cementov a koróziu ľahkých betónov, napr. pórobetónu. Pri vyšetrovaní karbonatácie betónu sa pozornosť vo veľkej väčšine prípadov zameriava najmä na pokles hodnoty pH a s tým súvisiace nebezpečenstvo korózie oceľovej výstuže. Ukázalo sa, že pre výskum má význam tzv. zrýchlená skúška karbonatácie. K tomuto spôsobu sledovania rýchlosti karbonatácie autori K. Hanečka a J. Jerga použili dvojicu hermetických komôr s vnútornými rozmermi 700 × 700 × 1 500 mm [15]. Zatiaľ čo vo vzduchu sa pohybu-


❚

3/2011

VĚDA A VÝZKUM

je priemerná koncentrácia oxidu uhličitého približne v rozmedzí 0,03 až 0,05 % objemových, v jednej hermetickej komore bola táto koncentrácia zvýšená na cca 15 % obj. V druhej komore boli uložené vzorky pri tých istých teplotných a vlhkostných podmienkach, avšak pri bežnej koncentrácii CO2 v atmosfére. Vhodnosť zrýchlených skúšok na sledovanie zmeny fyzikálno-mechanických vlastností v dôsledku karbonatácie, spomenutých v predchádzajúcom odseku [15], preukázal v neskoršej práci J. Jerga [16]. Podľa tohto autora veľkosť zmeny objemovej hmotnosti, pevností, deformačných vlastností a zmrašťovania bola úmerná obsahu cementu v čerstvej betónovej zmesi. Zistený časový priebeh zmien naznačil, že difúzia CO2 do betónu, predovšetkým v počiatočných štádiách skúšok, je ovplyvnená prítomnosťou vody, uvoľnenej v procese karbonatácie. Na druhej strane však táto voda podporuje proces hydratácie, zvlášť pri betóne tvrdnúcom bez ošetrovania [15, 17], kde boli registrované významné nárasty pevnosti. Pre analýzu rýchlosti nárastu zmien fyzikálno-mechanických vlastností sa osvedčil parameter nazývaný polčas, vyjadrujúci časový údaj, pri ktorom sa dosiahne polovica limitnej hodnoty prírastku sledovanej veličiny. Napr. pri objemových hmotnostiach sa jeho hodnoty (pri rôznych skladbách betónu) pohybovali v rozmedzí 18 až 72 dní [17], polčas prírastkov zmrašťovania sa pohyboval od 83 do 395 dní [18]. Zistený bol relevantný vplyv karbonatácie na nárast nielen pevnosti, ale aj na pretvorenia pri vrcholovom napätí, počiatočného dotyčnicového modulu pružnosti, ale hlavne na tvar pracovného diagramu [19]. Skarbonatované skúšobné vzorky, v porovnaní s neskarbonatovanými, vykazovali vyššie súčinitele krehkosti a nižšie súčinitele plasticity [19]. Nárast v dôsledku karbonatácie celkovej pretvárnej energie zodpovedal nárastu pevností. Jedným z výsledkov zmienených prác je význam uváženia vplyvu karbonatácie pri diagnostike exploatovaných konštrukcií, ako aj pri hodnotení húževnatosti karbonatovaného betónu z hľadiska pohltenej energie, napr. pri betónových konštrukciách s voľne rozptýleným oceľovým vláknom. Pre ilustráciu poznamenávame, že A. Pitoňák, M. Križma, T. Nürnbergerová a P. Kalina [20] skúmali vlastnosti za3/2011

❚

❚

ťažených aj nezaťažených vzoriek, vyrobených z dvoch pevnostných tried pórobetónu P2 a P4 v laboratóriu vo vonkajšom prostredí, ale aj vo vyššie zmienenej karbonatačnej komore. Parametre prostredí v dostatočnej miere reprezentujú reálne podmienky, v ktorých môžu byť pórobetónové konštrukcie používané. Hodnoty pracovných charakteristík vzoriek, umiestnených v laboratóriu, vykazujú najmenšiu degradáciu. Výraznú odlišnosť naopak predstavujú pracovné charakteristiky vzoriek v prostredí oxidu uhličitého. Najväčšie pretvorenia vykazovali vzorky umiestnené v karbonatačnej komore. Výrazné zhoršenie mechanických vlastností pórobetónu vplyvom karbonatácie potvrdili aj pracovné diagramy stanovené po ukončení dlhodobých skúšok. Karbonatácia spôsobovala výrazný rast pretvorení tak u zaťažených, ako aj nezaťažených vzoriek. Po cca 68 dňoch došlo k zmierneniu rastu pretvorení, z čoho možno usúdiť, že samotná skarbonatovaná vrstva zabraňovala ďalšiemu prenikaniu CO2 do vzorky. Po ukončení skúšky po 104 dňoch pôsobenia zaťaženia sa zistili hodnoty pretvorení výrazne vyššie ako v prípade vzoriek nevystavených pôsobeniu urýchlenej karbonatácie [21]. Činitele agresivity oxidu uhličitého Podľa M. Matoušeka a R. Drochytku [3] použite časového kritéria pre škodlivosť karbonatácie betónových konštrukcií nie je možné. Spomínaní autori zistili betón rozpadnutý karbonatáciou už po 35 rokoch expozície, častejšie poruchy vplyvom karbonátacie pozorovali až po 40 až 50 rokoch, a to najmä u nedostatočne zhutnených betónov v mestských veľkokuchyniach, zle vetraných kinosálach a u budov poškodených počas vojny. Identifikovali však aj stavby, u ktorých ani po 80 rokoch expozície k výraznejšiemu poškodeniu oxidom uhličitým nedošlo. Autori N. K. Rozental a Ch. Suasnabar [22] upozorňujú na značné nebezpečie súčasného pôsobenia oxidu uhličitého a chloridov. Za týchto podmienok korózia výstužnej ocele prebieha zvlášť rýchlo, dokonca aj pri nízkych koncentráciách chloridov. Podľa zmienených autorov karbonatácia betónu, ožiarovaného slnkom, prebieha dvakrát rýchlejšie pri porovnaní s betónom so zatieneným povrchom a desaťkrát rýchlejšie oproti betónu, ktorý je izolo-



vaný od slnečného ohrevu a vystavený prostrediu so zvýšenou vlhkosťou. Súčasné pôsobenie chloridov a karbonatácie betónu si všíma aj V. Živica [23]. Karbonatácia betónu, ktorá predchádzala expozícii chloridmi, sa preukázala ako významný faktor, zvyšujúci korózny stupeň oceľovej výstuže, pri porovnaní s opačným postupom, kedy najskôr na železobetón pôsobili chloridy a až potom bol vystavený účinku oxidu uhličitého. Autor zintezívnenie procesu korózie výstuže vysvetľuje poklesom alkality v pórovom roztoku betónu karbonatáciou, vedúcemu k elektrochemicky aktívnemu stavu oceľovej výstuže, ktorý je potom viac citlivý pre nápor chloridmi. Toto zistenie má praktický význam najmä pri používaní chloridových solí na odstraňovanie ľadu a snehu z vozoviek a komunikácií v zimnom období. Činitele odolnosti karbonatovaného betónu Dôsledkami nedostatočného krytia oceľovej výstuže betónom a vznikom poškodenia koróziou sa zapodieval G. Ruffert [24]. Rýchlosť karbonatácie betónu je podľa tohto autora v prvom rade určená hrúbkou krycej vrstvy výstuže betónom a hutnosťou betónu. Zdôraznuje, že proces karbonatácie je predovšetkým závislý od času, po ktorý je betón vystavený účinku atmosféry. Je pochopiteľné, že čas, za ktorý sa všetky zásoby voľného Ca(OH)2 karbonatáciou spotrebujú, je spojený s obsahom vo vode rozpustného oxidu vápenatého v cementovom slinku. Pokusy ukázali, že prímes vysokopecnej trosky a trasu znižuje obsah alkálií a alkalitu betónu. Podobný účinok má podľa G. Rufferta aj lietavý popolček. Trhliny v krytí oceľovej výstuže karbonatáciu betónu miestami podstatne urýchľujú. Ako materiálovú bázu na ochranu zvetraných železobetónových konštrukcií odporúča impregnáciu betónu pomocou vodného skla, impregnáciu hydrofóbnymi látkami, napr. silikónmi alebo organickými polymérmi na báze akrylátov. Závislosť stupňa karbonatácie betónu od obsahu cementu bola predmetom práce A. Quavi Alhaga a J. Bilčíka [25]. Pri tomto laboratórnom zisťovaní sa použil portlandský cement s obsahom 320, 400 a 480 kg/m3 betónu a dve frakcie kameniva. Kocky s hranou 200 mm boli exponované vonku v exteriéri krytého prístrešku v Bratislave–Trnávke. Na stanovenie hĺbky 75

VĚDA A VÝZKUM

❚


karbonatácie bol použitý acidobázický indikátor, ktorý pri aplikácii na čerstvú lomovú plochu betónu pri pH väčšom ako 9 zmenil zafarbenie na červenú farbu. Druh použitého indikátora v práci nie je uvedený. Po 20 rokoch expozície u betónu s obsahom cementu 320 kg sa zistila priemerná hĺbka karbonatácie 16,2 mm, pri betóne s obsahom cementu 400 kg hĺbka karbonatácie poklesla na 13,2 mm a u betónu s obsahom cementu 480 kg/m3 betónu sa stanovila, za rovnaký čas, hrúbka skarbonatovanej vrstvy len 11,6 mm. V monografii J. Bilčíka [26] je zobrazená grafická závislosť hĺbky karbonatácie betónu od triedy betónu. Podľa tejto závislosti karbonatácia betónu triedy C35/45 za päť rokov expozície predstavuje približne 1 až 2 mm, zatiaľ čo u betónu triedy C12/15 pri rovnakej dĺžke expozície až 10 až 15 mm. Laboratórnym zisťovanín vplyvu zhutnenia na sorbciu a karbonatáciu betónu sa zaoberali T. Gonen a S. Yazicioglu [27]. Menovaní autori zistili maximálny koeficient sorbcie a maximálnu karbonatáciu pri použití nezhutňovaných vzoriek. Minimálny sorbčný koeficient a minimálna karbonatácia sa dosiahla pri použití vzoriek zhutňovaných vibráciou. Životnosť karbonatovaných konštrukcií Cieľom skúmania podľa výskumnej správy Š. Slaničku, J. Mikušku, D. Frťalovej a Ľ. Krajčiho [28] bolo získať hlavne v regióne Bratislavy údaje o skutočnom stave betónu a jeho oceľovej výstuže najmä oceľových spojovacích článkov montovaných panelových domov. Predmetom skúmania bol obvodový plášť a schodisková stena na prízemí na Jašíkovej ulici č. 1 až 5. Odber vzoriek sa uskutočňoval pomocou elektrickej vŕtačky a elektrického kladiva. Skúmal sa stav korózneho napadnutia výstuže, hĺbka výstuže pod povrchom betónu, profil výstuže a orientačne sa zisťovali hodnoty pH betónu roztokom fenolftaleinu, resp. pomocou zmesného indikátora. Predmetom skúmania bol rovnako aj stav keramzitobetónu a výstuže obytného domu v Bratislave na Martinčekovej ulici č. 8. Keramzitobetón sa posudzoval pomocou chemického rozboru, diferenčnej termickej analýzy, rentgenovej difrakčnej fázovej analýzy, stanovením celkovej pórovitosti, po76

mocou riadkovacej elektrónovej mikroskopie a stanovením síranov a chloridov v betóne. Najzávažnejším zistením bol veľmi nepravidelný charakter karbonatácie keramzitobetónu. Skarbonatované časti miestami dosahovali až k výstuži, pričom v miestach skarbonatovaného betónu sa nachádzala skorodovaná výstuž a naopak. Nepravideľnosť karbonatácie bola tiež spôsobená výskytom trhlín. Správa obsahuje údaje o agresivite ovzdušia na území Bratislavy a aplikáciu matematického vzorca pre výpočet hĺbky karbonatácie, ktorý navrhol G. Ruffert. Vzhľadom na uvedenú veľkú variabilitu priebehu karbonatácie sa vyskytovali na sledovaných vzorkách miesta s odlišným stupňom karbonatácie. Tiež poznamenávame, že prognóza ďalšieho postupu karbonatácie, napr. kedy dôjde ku krajnému prípadu, tj. k strate súdržnosti a pevnosti betónu, je prakticky neuskutočniteľná aj pre neexistenciu nevyhnutných vstupných parametrov. Tu je preto namieste ďalšie sledovanie rozsahu poškodenia. Autori L. J. Parrott a D. C. Killoh [29] skúmali stupeň karbonatácie 36 rokov starého železobetónového stĺpu z vnútornej a vonkajšej strany. Z vnútornej strany bol stĺp natretý niekoľkými vrstvami farby. Vzorky betónu boli odoberané vŕtaním každých 5 mm hĺbky potom, čo sa zistila poloha výstuže. Výsledky diferenčnej termickej analýzy (DTA) vzoriek odobratých z vnútornej strany poukázali na to, že cementový gél bol úplne karbonatovaný do hĺbky 45 mm. Hydroxid vápenatý bol vo vzorke z vnútornej strany prítomný od hĺbky 25 mm s maximom v hĺbke 65 mm, z čoho vyplýva interval jeho nárastu 40 mm. Vo vzorkách z vonkajšej strany hydroxid vápenatý sa zistil od hĺbky 30 mm do hĺbky asi 40 mm, s intervalom jeho nárastu len 10 mm. Fenolftaleinovou skúškou sa však hydroxid vápenatý v betóne z vnútornej strany zistil od hĺbky 26 mm a z vonkajšej strany od hĺbky 38 mm. Na základe výsledkov fenolftaleinovej skúšky by bolo možné usudzovať, že betón z vonkajšej strany bol karbonatovaný do vyššieho stupňa, avšak výsledky DTA ukázali závislosť opačnú. V tejto súvislosti je treba uviesť, že nemožno uvažovať priamu závislosť výsledkov termickej analýzy a fenolftaleínovej skúšky, aj keď nepriama súvislosť existuje. Stanovením stupňa karbonatácie panelových budov na Javorovej uli-

ci 28 a ulici A. Hlinku 63 v Piešťanoch je predmetom správy [30] I. Janotku s kolektívom spolupracovníkov. Dom na Javorovej ulici 28 bol postavený v roku 1971 a dom na ulici Andreja Hlinku 63 v roku 1969. V prvej teoretickej časti správy sa na základe štúdia zahraničných prác podrobne hodnotia činitele agresivity prostredia ako aj odolnosti betónu. Pri stanovení stupňa degradácie samotného betónu sa použila rentgenová fázová analýza, termická analýza, riadkovacia elektrónová mikroskopia, chemický rozbor a charakteristika pórovej štruktúry. K stanoveniu pasivačných schopností betónu vzhľadom k oceľovej výstuži autor zvolil určenie rozloženia hodnoty pH na čerstvom lome pomocou sady štyroch indikátorov. Okrem toho korózne charakteristiky oceľovej výstuže stanovil autor potenciodynamickou metódou vo výluhoch z betónov. Autor správy konštatuje, že doba zvlhčovania betónovej konštrukcie rozhodujúcim spôsobom ovplyvňovala priebeh karbonatácie. Preto zistená rýchlosť karbonatácie v exteriéroch panelových budov bola – pri porovnaní s interiérmi budov – spravidla pomalšia. U absolútnej väčšiny prešetrovaných skúšobných vzoriek sa zistilo, že betón sa nachádzal v III. až IV. etape karbonatácie s hĺbkou karbonatácie 20 až 30 mm, pričom takýto betón už nebol schopný zaistiť pasívny stav oceľovej výstuže. Celkovo autor uzatvára, že stupeň karbonatácie betónu panelovej budovy na Javorovej ulici 28 bol, pri porovnaní s budovou na ulici Andreja Hlinku 63, nižšieho stupňa. Spomínané členenie karbonatácie na štyri etapy podľa M. Matoušeka a R. Drochytku [3] použili aj I. Janotka a Ľ. Krajči vo svojej práci [31], keď skúmali stupeň karbonatácie vonkajšieho plášťa betónových panelových budov v Bratislave a Žiline. Stav betónu zisťovali na vývrtoch priemeru 100 mm, ktoré boli realizované až do hĺbky 150 mm. K stanoveniu stupňa karbonatácie betónu aplikovali metódy fyzikálno-chemické, chemické, stanovenie pórovej štruktúry a alkality betónu. Pasivačné vlastnosti betónu vzhľadom k oceľovej výstuži posudzovali na výluhoch z betónu. K predpovedi stupňa karbonatácie betónu v budúcnosti aplikovali matematický vzorec, podľa ktorého hĺbka karbonatácie závisí na druhej odmocnine z času expozície betónu. Z publikovaných výsledkov vyplýva, že betón panelového domu v Bratislave sa


❚

3/2011

VĚDA A VÝZKUM

nachádzal v II. etape karbonatácie, pričom tento betón vykazoval vzhľadom k oceľovej výstuži ešte pasivujúce vlastnosti. Indikátorová skúška na čerstvej lomovej ploche betónu preukázala, že betón domu v Bratislave bol úplne neskarbonatovaný od povrchu až po hĺbku 50 mm; teda po celom priereze skúšobnej vzorky bolo pH väčšie ako 11,5. Naproti tomu betón domu v Žiline bol karbonatovaný už do vyššej III. etapy s tým, že už nebol schopný pasivovať oceľovú výstuž. Tento betón preukázal vysokú pasivačnú schopnosť v hĺbke 36 mm a viac. Úplne nedostatočné pasivačné vlastnosti sa prejavili v povrchovej vrstve betónu do hĺbky 14 mm. Inými slovami – do hĺbky 14 mm bol už betón silno skarbonatovaný. Súvislosť medzi hodnotou pH betónu, stupňom karbonatácie, hodnotou pH výluhu a koróznym stavom oceľovej výstuže predstavuje práca [32]. Autori I. Janotka a Ľ. Krajči skúmali v tomto prípade betón panelovej budovy po 35 rokoch expozície. Na určenie hodnoty pH betónu použili štyri druhy acidobázických indikátorov: nitramín, thymolptalein, fenolftalein a m-nitrofenol, a k určeniu korózneho stavu oceľovej výstuže výluhy z betónu a potenciodynamickú metódu. Na základe ich zistení nekarbonatovaný betón vykazuje hodnotu pH väčšiu ako 11,5 s hodnotou pH výluhu väčšou ako asi 11,7, pričom za týchto podmienok sa oceľ nachádza v pasívnom stave. Nestabilný pasívny stav oceľovej výstuže odpovedá pH betónu v rozsahu 9 až 11,5, s hodnotou pH výluhu 11 až 11,7, pričom takýto betón sa nachádza v I. ale najmä II. etape karbonatácie. Aktívny korózny stav oceľovej výstuže zistili pri pH betónu vyššom ako 8 do približne pH = 9, s hodnotou pH výluhu menšou ako 11, čo odpovedá až III. etape karbonatácie a pri pH betónu nižšom ako 8, čo odpovedá IV. etape karbonatácie. V monografii J. Bilčíka [26], ktorá sa

zaoberá životnosťou betónových konštrukcií, sa v úvode podčiarkuje, že v prípade železobetónových konštrukcií ide o priemyselné výrobky s najdlhšou požadovanou životnosťou. Predpokladaná doba životnosti železobetónových konštrukcií dosahuje v prípade mostov 100 rokov a u podzemných objektov 120 rokov. Problém životnosti však nadobúda nové dimenzie u železobetónových konštrukcií jadrovej energetiky. Tu sa uvažuje, že kontaminovaný materiál – rádioaktívny odpad – musí byť v ochrannom uložení do 4. až 5. tisícročia. V monografii je reprodukovaná grafická závislosť medzi koncentráciou oxidu uhličitého a hodnotou pH v závislosti od hĺbky od povrchu betónu podľa P. Schiessella. Podľa tejto grafickej závislosti hodnota pH betónu, ktorý ešte nezačal karbonatovať, dosahuje hodnoty 12,6, a po úplnej karbonatácii poklesne na pH = 8,3. Na základe vzorca, navrhnutého P. Schiessellom, je v tejto monografii rozpracovaný výpočet hĺbky karbonatácie stanovením difúznej konštanty. Práca obsahuje aj grafickú závislosť predpokladaného postupu karbonatácie betónov s rôznou hodnotou plynopriepustnosti a postup výpočtu hĺbky karbonatácie v prípade výskytu trhlín. Rýchlosťou karbonatácie betónu mostných konštrukcií na základe údajov získaných štatistickým spracovaním sa zaoberajú autori M. G. Alexander, J. R. Mackechnie a W. Yam [33]. Menovaní autori celkovo skúmali 92 mostných konštrukcií v troch lokalitách Južnej Afriky, na Cape Peninsula, v Durbanu a Johannesburgu. Doba exploatácia mostov sa pohybovala od 11 do 76 rokov. Jednotlivé lokality sú charakterizované pomocou priemernej relatívnej vlhkosti vzduchu vo vlhkom ročnom období (mesiace apríl, máj, jún, júl, august a september) a suchom ročnom období (mesiace október, november, december, január, február a marec).

Tab. 2 Druhy a stupne vplyvu vonkajšieho prostredia podľa STN EN 206–1 and influence steps of environment according to STN EN 206-1

Popis prostredia 1 Bez nebezpečenstva korózie alebo porušenia 2 Korózia výstuže vplyvom karbonatácie 3 Korózia výstuže vplyvom chloridov, nie však z morskej vody 4 Korózia výstuže vplyvom chloridov z morskej vody Korózia betónu – striedavé pôsobenie mrazu a rozmrazovania s rozmrazovacími 5 prostriedkami alebo bez nich 6 Korózia betónu vplyvom chemického pôsobenia

3/2011

❚

❚

❚

Tab. 2

Types

Označenie stupňa X0 XC1, XC2, XC3, XC4 XD1, XD2, XD3 XS1, XS2, XS3 XF1, XF2, XF3, XF4 XA1, XA2, XA3



Najväčšia rýchlosť karbonatácie, a to 0,7 mm/rok, bola zistená v klimatickom pásme Johannesburgu s najmenšou priemernou relatívnou vlhkosťou – vo vlhkom období 68 % a suchom 51 %. Najmenšia rýchlosť karbonatácie – 0,3 mm/rok – sa stanovila v lokalite Cape Peninsula s vyššou priemernou relatívnou vlhkosťou vzduchu, a to vo vlhkom ročnom období 78 % a suchom 71 %. Tieto údaje sú v súlade s poznatkami o vplyve vlhkosti prostredia na karbonatáciu. N O R M O VA N I E N Á P O R U OXIDU UHLIČITÉHO NA ŽELEZOBETÓNOVÉ KONŠTRUKCIE

Tab. 2 obsahuje druhy a stupne vplyvu vonkajšieho prostredia podľa v súčasnosti platnej STN EN 206-1 [8]. Podľa nej je vonkajšie prostredie rozdelené na šesť druhov. Nie vo všetkých prípadoch je stupeň vplyvu prostredia z hľadiska intenzity náporu rozdelený do troch stupňov tak, ako tomu bolo doteraz v dobe platnosti predchádzajúcej, v súčasnosti už neplatnej ČSN 73 1215:1983. Najmenší počet stupňov agresivity je jeden (pri prostredí bez nebezpečenstva korózie alebo narušenia) a najvyšší štyri (pri korózii spôsobenej karbonatáciou a korózii striedavým pôsobením mrazu a rozmrazovania s rozmrazovacími prostriedkami alebo bez nich). Ako je v tab. 2 vyslovene uvedené, klasifikácia stupňov agresivity pre karbonatáciu a pôsobenie chloridov sa týka len agresivity vzhľadom k oceľovej výstuži a nie vzhľadom k nevystuženému (prostému) betónu. Z tab. 2 vyplýva, že vymedzenie agresivity prostredia pre koróziu vplyvom karbonatácie je dané len charakterom prostredia z hľadiska stupňa vlhkosti vzduchu a striedania vlhkosti. Podľa STN EN 206-1 [8] najpomalšie karbonatujú betóny buď stále suché alebo stále mokré, najrýchlejšie betóny striedavo mokré a suché. Tu poznamenávame, že norma ČSN 73 1215:1983 vymedzovala dve koncentračné hranice obsahu oxidu uhličitého (do 2 000 mg/m3 a nad 2 000 mg/m3) a tri rozsahy relatívnej vlhkosti vzduchu (do 60 %, 60 až 75 % a nad 75 %). Podľa ČSN 73 1215:1983 sa klasifikoval účinok oxidu uhličitého nielen na železový a predpätý betón, ale aj na prostý betón. Stupne vplyvu prostredia pre koró77

VĚDA A VÝZKUM

❚


Tab. 3 Vymedzenie vplyvu prostredia na koróziu výstuže karbonatáciou podľa Zmeny 1 STN EN 206-1 ❚ Tab. 3 Determination of environment influence on the steel reinforcement corrosion according to Change 1 STN EN 206-1

Označenie stupňa XC1

XC2

XC3

XC4

Popis prostredia suché alebo stále mokré

Príklady výskytu stupňa vplyvu prostredia

betón vnútri budov s nízkou vlhkosťou vzduchu; betón trvale ponorený vo vode; povrch betónu vystavený dlhodobému pôsobeniu vody alebo vysokej vlhkosti vzduchu; časti vodných nádrží; mokré, väčšina základových prvkov budov; občas suché vnútorné priestory s vysokou vlhkosťou vzduchu (napr. kuchyne na hromadné stravovanie, kúpeľne, veľké práčovne, priestory krytých bazénov a maštalí) betón vnútri budov so strednou vlhkosťou vzduchu; stredne mokré, vonkajší betón chránený proti dažďu; vlhké časti stavieb, ku ktorým má často ale stále prístup vonkajší vzduch (napr. otvorené haly) povrchy betónov v styku s vodou, ktoré nie sú zahrnuté v stupni vplyvu striedavo mokré prostredia XC2 a XC3; a suché časti stavieb priamo vystavené zrážkam alebo vlhkosti

ziu oceľovej výstuže vplyvom karbonatácie podľa Zmeny 1 STN EN 206-1 obsahuje aj tab. 3 [8, 34]. V poznámke ku klasifikácii sa upresňuje, že vlhkostné podmienky sa vzťahujú na situáciu vnútri krycej vrstvy výstuže alebo iných zabudovaných kovových prvkov, ale v mnohých prípadoch sa môžu podmienky v krycej vrstve považovať za rovnaké ako v okolitom prostredí. V takýchto prípadoch sa môže stanoviť vplyv podľa okolitého prostredia, nie však vtedy, ak je betón oddelený od okolitého prostredia (napr. izolačnou vrstvou). Zmena 1 STN EN 206-1 [34] obsahuje aj nasledujúce informatívne delenie prostredia podľa priemernej relatívnej vlhkosti vzduchu: • veľmi nízka ≤ 30 % • nízka 30 % až 60 % • stredná 60 % až 85 % • vysoká ≥ 85 %. N AV R H O VA N I E B E T Ó N U V Y S TAV E N É H O Ú Č I N K O M K A R B O N ATÁ C I E

Podľa normy STN EN 206-1 [8] sú požiadavky na odolnosť betónu aj proti vplyvu karbonatácie dané: • medznými hodnotami pre zloženie betónu a stanovenými vlastnosťami betónu, • môžu byť odvodené z návrhu zloženia betónu s požadovanou vlastnos-

ťou, zohľadňujúcou požiadavky na trvanlivosť. V tab. 4 je na základe tabuľky F.1 STN EN 206-1 [8] pre jednotlivé stupne karbonatácie reprodukovaný maximálne prípustný vodný súčiniteľ betónu, jeho minimálna pevnostná trieda a minimálny obsah cementu pri navrhovaní betónu medznými hodnotami. Pokiaľ sa týka použitia jednotlivých druhov cementov, podľa [34] pre všetky štyri stupne karbonatácie sú prípustné len nasledujúce druhy cementov podľa STN EN 197-1 [35]: • CEM I – portlandský cement, • CEM II/A, B – S – portlandský troskový cement, • CEM II/A – D – portlandský cement s kremičitým úletom, • CEM II/A, B – P, Q – portlandský puzolánový cement, • CEM II/A, B – V – portlandský popolčekový cement. Všetky druhy cementov, špecifikované v norme [35], sú podľa STN EN 206-1/Z1 [34] prípustné len pre stupeň vplyvu prostredia XC2 – prostredie mokré, občas suché. Pokiaľ sa týka ďalších činiteľov primárnej ochrany oceľovej výstuže proti korózii karbonatáciou – najmä zaistenia dostatočného krytia betónom – tu odkazujeme na článok v Geotechnike 1/2000 [10]. Vhodná sekundárna ochrana betónových konštrukcií pro-

ti účinkom karbonatácie je spomenutá vyššie pri komentovaní práce M. Matoušeka [14] a G. Rufferta [24]. Všeobecný prehľad o používanej sekundárnej ochrane betónu bol publikovaný [10]. Z ÁV E R

Karbonatáciou betónu označujeme vzájomné pôsobenie cementového kameňa a plynného oxidu uhličitého, ktoré vedie ku zníženiu alkality kvapalnej fáze betónu. Pokles alkality betónu je príčinou zvýšenej rýchlosti korózie oceľovej výstuže. Zhoršujú sa tiež mechanické a fyzikálno-mechanické vlastnosti betónu, čo je spojené s postupujúcou degradáciou betónu účinkom karbonatácie. V samotnom betóne sa to prejavuje zmenou štruktúry, resp. fázového zloženia betónu. Z činiteľov agresivity prostredia karbonatácia betónu je najviac ovplyvňovaná vlhkosťou vzduchu, pričom vo všeobecnosti so zvyšujúcou sa vlhkosťou rýchlosť karbonatácie klesá. Najrýchlejšie karbonatujú betóny vystavené striedavému pôsobeniu suchého a vlhkého vzduchu. Korózii karbonatáciou predchádzame navrhovaním betónu vyššej triedy, s nižším vodným súčiteľom a vyšším obsahom cementu. Ako účinná sekundárna protikorózna ochrana sa osvedčili polymércementové nátery s obsahom akrylátových kopolymérov. Príspevok bol vypracovaný za čiastočnej podpory Slovenskej grantovej agentúry VEGA (číslo grantu VEGA:2/0053/11). Text článku byl posouzen odbornými lektory.

Ing. Ivan Janotka, CSc. TSUS, n. o. Studená 3, 821 04 Bratislava tel.: +421 249 228 263 e-mail: [email protected] RNDr. Ľudovít Krajči, PhD. ÚSTARCH SAV Dúbravská cesta 9 845 03 Bratislava 45 tel .: +421 259 309 262

Tab. 4 Odporúčané medzné hodnoty pre zloženie a vlastnosti betónu podľa STN EN 206-1 pri korózii karbonatáciou ❚ Tab. 4 Recommended limits values for composition and properties of concrete according to STN EN 206-1 in the case of corrosion by carbonation

Maximálny vodný súčiniteľ Minimálna pevnostná trieda Minimálny obsah cementu [kg/m3]

78

XC1 0,65 C20/25 260

Stupeň karbonatácie XC2 XC3 0,60 0,55 C25/30 C30/37 280 280

e-mail: [email protected] Ing. Antonín Špaček, CSc. Bagarova 14, 841 01 Bratislava

XC4 0,50 C30/37 300

tel.: +421 264 281 041 mob.: +421 915 538 341 e-mail: +421918696124@ orangemail.sk


❚

3/2011

VĚDA A VÝZKUM Literatúra: [1] Matoušek M.: Vliv vzdušného kysličníku uhličitého na betonové konstrukce. In: Životnost nosných konstrukcí betonových staveb a panelových domů, s. 89–92. ČVTS, Brno, 1975 [2] Králová H., Teplý B.: Časový profil oxidu uhličitého a jeho vliv na trvanlivost železobetonových konstrukcí. Beton TKS 4/2002, s. 43–44 [3] Matoušek M., Drochytka R.: Vliv oxidu uhličitého a siřičitého na životnost betonu, Stavivo 1985, č. 10, s. 394–398 [4] Ściślewski Z.: Korozja i ochrona zbrojenia. Arkady, Warszawa 1972 [5] Bilčík J.: Predpovedanie životnosti železobetónových konštrukcií. STU v Bratislave, 1997 [6] Moskvin V., Ivanov F., Alekseyev S., Guzeyev E.: Concrete and reinforced concrete deterioration and protection. Mir Publisher, Moscow 1983 [7] Matoušek M., Drochytka R.: Atmosférická koroze betonů. IKAS, Praha 1998 [8] STN EN 206-1: 2002 Betón. Časť 1: Špecifikácia, vlastnosti, výroba a zhoda [9] Alexejev S. N., Rozentaľ N. K.: Korrozionnaja stojkosť železobetonnych konstrukcij v agressivnoj promyšlennoj srede, Strojizdat, Moskva 1976 [10] Špaček A.: Primární protikorozní ochrana betonářské a předpínací výztuže, Geotechnika 2000, č. 1, s. 15–17 [11] Alexejev S. N., Rozental N. K., Katajev I. G.: Izučenije korroziji stali v betone pogružennom v raztvor elektrolyta, In: Zaščita ot korrozii stroiteľnych konstrukcij i povyšenije ich dolgovečnosti, Strojizdat, Moskva 1969 [12] Alexejev S. N.: Prognozirovanie sochrannosti železobetonnych konstrukcij. In: Ochrana stavebného diela pred koróziou, s. 56-59, DT ČSVTS, Bratislava 1978 [13] Matoušek M.: Vliv složení cementu na korozi způsobenou atmosférickými vlivy, Koroze železobetonových konstrukcí škodlivými plyny z atmosféry, In: Životnost betonových konstrukcí, s. 48, DT ČSVTS Brno 1981 [14] Matoušek M.: Koroze železobetonových konstrukcí škodlivými plyny z atmosféry, In: Životnost betonových konstrukcí, s. 46–47, DT ČSVTS Brno 1981 [15] Hanečka K., Jerga J.: The influence of carbonatization on deformation properties of bad cured concrete, Building Research Journal 1999, Vol. 47, No. 4, pp. 287–300 [16] Jerga J.: Physico-mechanical properties of carbonated concrete. Construction and Building Materials 2004, Vol. 18, pp. 645–652 [17] Jerga J., Hanečka K.: Influence of carbonatization on density and compressive strength of concrete, Building Research Journal 2001, Vol. 49, No. 1, pp. 59–68 [18] Jerga J.: Influence of carbonatization on shrinkage of concrete. Building Research Journal 2002, Vol. 50, No. 1, pp. 1–6 [19] Jerga J., Hanečka K.: Deformation properties of carbonated concrete. Building Research Journal 2000, Vol. 48, No. 4, pp. 237–244 [20] Pitoňák A., Križma M., Nürnbergerová T., Kalina P.: Dlhodobé pretvorenia pórobe-

3/2011

❚

[21]

[22]

[23]

[24]

[25]

[26]

[27]

[28]

[29]

[30]

[31]

[32]

[33]

[34]

[35]

❚


tónu, In: Zb. konf. Betonárske dni 2004, Bratislava SvF STU, 2004, s.125–130 Križma M., Nürnbergerová T., Valášek J.: Rheological deformations of aerated concrete components, In: Proc. of the 4th Inter. Conf. on Concrete and Concrete Structures, Žilina, 2005, pp.190–197 Rozentaľ N. K., Suasnabar Ch.: Karbonizacia betona v usloviach tropičeskogo klimata, Beton i železobeton 1986, č. 7, s. 11–13 Živica V.: Corrosion of reinforcement induced by environment containig chloride and carbon dioxide, In: Proc. of the 3rd Czech/Slovak Symp. on Theoretical and Experimental Research in Structural Engineering, Černice Castle 2004, pp.161–165 Ruffert G.: Auswirkung von Mangeln in der Betondeckung auf das Auftreten von Korrosionsschäden, Strassen- und Tiefbau 1988, č. 7–8, s. 16–20 Alhag A. Qawi, Bilčík J.: Karbonatácia betónu ako náhodná veličina. In: Zb. konf. Betonárske dni 1998, s. 264–269, Kat. bet. konštr. a mostov, SvF STU Bratislava, SKSI, ZSPS, TZS, 1998 Bilčík J.: Obnova panelových budov. Komplexné riešenie konštrukčných, technologických, hygienických a energetických problémov. 2. Životnosť a trvanlivosť. STU v Bratislave, 2007 Tahir Gonen, Salih Yazicioglu: The influence of compaction pores on sorptivity and carbonation of concrete, Construction and Building Materials 2007, Vol. 21, pp. 1040–1045 Slanička Š., Mikuška J., Frťalová D., Krajči Ľ.: Previerka fyzického stavu statických komponentov panelových bytových domov postavených v rokoch 1960–1965, Záverečná správa pre ŠPTÚ v Bratislave, VÚIS v Bratislave, 1988 Parrott L. J., Killoh D. C.: Carbonation in 36 year old in-situ concrete, Cement and Concrete Research 1989, Vol. 19, pp. 649–656 Janotka I.: Správa z riešenia úlohy „Stanovenie degradácie stavebných konštrukcií karbonatáciou objektivizovanými fyzikálno-mechanickými vlastnosťami betónových konštrukcií“, ÚSTARCH SAV v Bratislave. Bratislava, 1994 Janotka I., Krajči Ľ.: Concrete deterioration determined by four stages of carbonation, In: Proc. of the 13th FIP Congress on Challenges for Concrete in the Next Millennium, Amsterdam, The Netherlands, 23–29 May 1998, pp.1051–1054 Krajči Ľ., Janotka I.: Measurement techniques for rapid assessment of carbonation in concrete, ACI Materials Journal 2000, Vol. 97, pp. 168–171 Alexander M. G., Mackechnie J. R., Yam W.: Carbonation of concrete bridge structures in three South African localities. Cement and Concrete Composites 2007, Vol. 29, pp. 750–759 STN EN 206-1/Z1: 2004 Betón. Časť 1: Špecifikácia, vlastnosti, výroba a zhoda, Zmena 1 (norma je v súčasnosti už neplatná) STN EN 197-1:2002 Cement. Zloženie, akostné požiadavky a kritériá pre stanovenie zhody, Časť l: Cementy pre všeobecné použitie


79

VĚDA A VÝZKUM

❚


JUNIORSTAV 2011 Začátkem února proběhla na Stavební fakultě VUT v Brně již 13. Odborná konference doktorského studia známá pod názvem „Juniorstav“. Konferenci zahájil děkan fakulty stavební Prof. Ing. Rostislav Drochytka, CSc., který ve svém úvodním slovu zdůraznil, že hlavním cílem konference je umožnit prezentaci výsledků výzkumné práce mladým a perspektivním vědeckým pracovníkům a naučit je tak kvalitně prezentovat své názory a výsledky. Odborný garant letošního ročníku konference Doc. Ing. Jana Korytárová, Ph.D., vedoucí Ústavu stavební ekonomiky a řízení FAST VUT v Brně, ve svém vystoupení uvedla, že tato odborná konference doktorského studia se již stala tradiční příležitostí pro setkávání a prezentace odborných prací studentů doktorského studia z domácích i zahraničních univerzit a vysokých škol. V letošním roce byla konference rozdělena do osmi hlavních odborných sekcí:

• Pozemní stavitelství a architektura • Konstrukce a dopravní stavby • Vodní hospodářství a vodní stavby • Fyzikální a materiálové inženýrství • Management stavebnictví • Geodézie a kartografie • Soudní inženýrství • Udržitelná výstavba budov

K O N S T R U K C E A D O P R AV N Í S TAV B Y

je kabel ukotven v koncích oblouku. Střešní plášť se skládá z prefabrikovaných panelů. Základní půdorysné rozměry konstrukce jsou 165,6 x 73 m. V sedle je konstrukce vysoká 20 m a pylon má výšku 28,7 m. Výpočet je proveden ve výpočetním systému ANSYS. Ve výpočtu jsou zohledněny fáze výstavby konstrukce. Na závěr příspěvku byla uvedena základní vyhodnocení a komentovány výsledky, které charakterizují danou fázi výpočtu a dokazují správnost návrhu geometrie konstrukce a napětí v lanovém systému.

Konstrukce betonové a zděné Membránová střešní konstrukce z předpjatého betonu Příspěvek se zabýval návrhem inovativní membránové střešní konstrukce z předpjatého betonu (obr. 1). V úvodu byla stručně popsána funkce předpětí betonové membrány. Stěžejní část příspěvku byla věnována návrhu geometrie konstrukce, která má zásadní vliv na její statické působení. Vhodnou geometrií bylo nutné zajistit maximální možnou podobnost vertikálních reakcí příčných nosných kabelů na hlavní nosný kabel a horizontálních reakcí na parabolický oblouk. Následoval komentář tvaru použitých prefabrikovaných panelů a lanových systémů střešní konstrukce, které jsou rozděleny na nosný a předpínací. Půdorys konstrukce řešené v příspěvku je ohraničen dvěma vůči sobě symetrickými parabolickými oblouky. Zastřešení je realizováno pouze ve středové části. Hlavním nosným prvkem střešní membrány je nosný kabel ve tvaru paraboly, do kterého jsou ukotveny na něj kolmé příčné kabely nesoucí střešní plášť. Přes ukloněné pylony po obou stranách

1

Obr. 1

Schéma konstrukce

80

a udržitelný rozvoj sídel Některé z vyjmenovaných hlavních sekcí byly dále děleny podle specifických odborných zaměření, takže celkově jednání konference proběhlo v dvaceti jedné dílčí sekci. (Pro srovnání: prvního zahajovacího ročníku v roce 1999 se účastnilo jen dvacet šest doktorandů.) Na závěr jednání konference byly v každé sekci vyhodnoceny tři nejlépe připravené a přednesené přednášky. Na ty, které se nějakým způsobem dotýkají betonu, vás chceme v následujícím textu upozornit (1. část).

Ing. Leonard Šopík, Ústav betonových a zděných konstrukcí FAST VUT v Brně, [email protected]

Analýza vyľahčených železobetónových dosiek Príspevok sa zaoberal analýzou vyľahčených železobetónových dosiek systémov Bubbledeck, Cobiax a U-boot, ako aj ich vzájomných porovnaním a porovnaním s plnou železobetónovou doskou. Úvodná časť bola venovaná opisu princípu vyľahčenia a systémom vyľahčených dosiek analyzovaných v príspevku. Ďalej bolo postupne opísané riešenie teoretickej, experimentálnej a numerickej analýzy a porovnanie ich výsledkov. V teoretickej analýze bol opísaný zjednodušený postup stanovenia ohybovej odolnosti na základe STN EN 1992. V experimentálnej analýze bol opísaný experiment vykonaný na vzorkách systému U-boot na ohybovú odolnosť. Numerická analýza opisuje postup vytvorenia modelu z konečných prvkov v systéme ANSYS, taktiež opisuje použitie nelineárnych modelov materiálov. Okrem samotného modelu systému U-boot sú pre porovnanie vytvorené aj modely systému Cobiax resp. Bubbledeck a plnej dosky. Bolo uvedené aj porovnanie jednotlivých modelov ako aj porovnanie experimentu a numerickej analýzy vo forme grafov. Pozornosť bola venovaná šmykovej odolnosti vyľahčených dosiek bez šmykovej výstuže. Boli uvedené zjednodušené postupy výpočtu šmykovej odolnosti a to podľa STN EN 1992, podľa odporúčaní výrobcov ako aj podľa teórie oslabenia šmykovej plochy s prihliadnutím na STN EN 1992, ktorej bola v príspevku venovaná väčšia časť. Taktiež boli opísané nelineárne numerické modely z konečných prvkov jednotlivých sys-


❚

3/2011

VĚDA A VÝZKUM

témov a plnej dosky a ich vzájomné porovnanie ako aj porovnanie so zjednodušenými metódami. Odolnosť v pretlačení pri bodovom podopretí bola opísaná podobne ako v predchádzajúcich zposoboch namahania, boli uvedené zjednodušené metódy pre výpočet, ďalej bola opísaná vykonaná experimentálna skúška ako aj numerická analýza jednotlivých systémov a plnej dosky. Na záver boli všetky výsledky prezentované vo forme grafu. Záverom bola venovaná pozornosť diskuzii o vhodnosti použitia jednotlivých prístupov k návrhu vyľahčených dosiek a niečo málo ku globálnemu súčiniteľu spoľahlivosti konštrukcie. Ing. Štefan Vörös, Katedra betónových konštrukcií a mostov Stavebnej fakulty STU v Bratislave, [email protected]

Analýza kotevní oblasti prvků předpjatých FRP výztuží Chceme-li kotvit předpjatou FRP výztuž za pomoci standardních kotevních kuželíků s vroubkovaným povrchem, vznikne v kotvené výztuži současně výrazné příčné stlačení, podélný smyk a osový tah. Tuto kombinaci vznikajících sil nelze FRP výztuží bezpečně přenést, a proto celá řada výrobců modifikovala (případně zcela vyvinula) vlastní systém kotvení těchto výztuží. U většiny variant používaných kotevních prvků se ovšem jedná o použití kovových prvků v systému, který byl primárně navržen bez ocelových částí. Z tohoto důvodu bylo na Fakultě stavební VUT v Brně přikročeno k vývoji vlastního kotevního prvku, jenž by umožnil účinně vnést předpínací sílu do prvku a přitom neobsahoval žádné kovové části. Základním funkčním principem nově vyvinutého kotevního systému je vytvoření dodatečné roznášecí plochy v kotevní oblasti výztuže, jenž umožňuje přenos předpínací síly z výztuže do okolního betonu na výrazně kratší vzdálenosti než při kotvení soudržností. Tato plocha je vytvořena nalepením jednoho nebo více válečků (tvořených ze speciální zálivky vyztužené vlákny) většího průměru na výztuž. Průměr válečku i jeho délka jsou variabilní. Problematika návrhu a posouzení kotevní oblasti jsou důležité především z hlediska popisu závislosti vnášené předpínací síly na posunu kotvené výztuže a vyčíslení ztrát ve výztuži při jejím kotvení. Hlavní přenos sil probíhá v oblasti hlav jednotlivých kotev, které tvoří „elastické zarážky“ prutu v betonu a působí jako pružiny opřené v hlavě o okolní beton. Působení kotevní oblasti lze proto popsat pomocí tuhostních parametrů jednotlivých komponent (systém sériově řazených pružin), které se společně podílí na přenosu kotvené síly do okolního betonu. Při vnášení předpětí jsou postupně aktivovány jednotlivé pružiny a každá z nich odebírá sílu úměrnou její aktuální tuhosti. Síla přenášená jednou kotvou je dána součtem sil, které přenese čelní strana lepených kotev v tlaku, a sil, které přenese tření mezi pláštěm kotvy a okolním betonem, případně tření mezi výztuží a okolním betonem a tah vznikající v rubu kotvy mezi betonem a kotevním prvkem. Díky použitému způsobu řešení je možno přidávat další prvky do kotevního systému (či upravovat parametry stávajících), aniž by se výrazně měnil postup výpočtu. Výsledné rovnice popisují závislost přenášené síly na posunu (přetvoření) jednotlivých míst kotevní oblasti, z čehož lze odvodit velikost ztráty v předpínané výztuži. Opakovaným řešením této soustavy rovnic vzniká pracovní diagram kotevní oblasti. 3/2011

❚

❚


V příspěvku byly uvedeny možnosti řešení kotevní oblasti jak bez vlivu okrajových podmínek, tak i v situaci, kdy je kotevní oblast blízko povrchu a jeho vliv již nelze zanedbat. Ing. František Girgle, Ústav betonových a zděných konstrukcí FAST VUT v Brně, [email protected]

Konstrukce kovové, dřevěné a kompozitní Numerická analýza tlačeného ocelobetonového prutu tvořeného částečně obetonovaným H-průřezem Pro zjištění skutečného působení a mezní únosnosti prutů při vzpěrném tlaku, byla na Ústavu kovových a dřevěných konstrukcí FAST VUT v Brně realizována řada experimentálních testů. Testy byly prováděny na dvou typech ocelobetonových průřezů. První skupina je tvořena válcovanými profily a druhá svařovanými H-profily. Na základě provedených studií byly vymodelovány oba typy prutů v programu ATENA 3D. Pruty byly zatěžovány excentricky, přičemž velikost vyosení byla rovna ekvivalentní imperfekci. MKP model byl dále porovnán s návrhovými předpisy a analytickými modely. V modelu byly užity střední hodnoty válcové pevnosti betonu určené z materiálových zkoušek v době zatěžování sloupu a také odpovídající charakteristické hodnoty. Obr. 1 porovnává experimentální data první skupiny sloupů s analytickými modely, návrhovými vztahy a MKP modely s excentricitou zatížení 1/150 L, 1/500 L a 1/1500 L. Osová síla N 0, při které je dosaženo vzpěrné pevnosti σ0 dle rovnice (1) se při ekvivalentní imperfekci 1/1500 L blíží experimentálním datům, stejně tak MKP model s touto imperfekcí udává hodnoty blízké. Experiment také potvrdil předpoklad, že vzpěrná pevnost ocelobetonových štíhlých prutů se blíží Eulerově kritické síle. σ0 =

⎤ 2 1⎡ ⎢ σcr (1+ m0 ) + f y − ⎡⎣ σcr (1+ m0 ) + f y ⎤⎦ − 4f y σcr ⎥ 2⎣ ⎦

(1)

2 Obr. 2 Korelace mezi zatížením a deformací uprostřed výšky nosníku pro válcované profily HE140A


Ing. Václav Röder, Ústav kovových a dřevěných konstrukcí FAST VUT v Brně, [email protected]

81

VĚDA A VÝZKUM

❚


Stavební zkušebnictví Vliv plastifikační přísady na vybrané vlastnosti betonu z nového druhu umělého kameniva V posledním roce byl v rámci problematiky využití vypalovaných uhelných hlušin řešen vliv plastifikačních přísad na základní vlastnosti nového druhu betonu. Tento článek je zaměřen na dvě základní receptury lehkých betonů LC16/18 a LC30/33, u nichž byl zmíněný vliv sledován (tab. 1). Do této části byly zahrnuty vlastnosti, které v základním rozsahu dostatečně znázorňují řešenou problematiku (objemová hmotnost, pevnost v tlaku a statický modul pružnosti) po 28 dnech zrání. Materiály [kg/m3] CEM I 42,5 Cement CEM II 32,5 Písek 0-4 Kamenivo 4-8 Kamenivo 8-16 Voda – Plastifikátor 1,1 % Tab. 1

A5

300 528 320 640 260 x

300 528 320 640 200 3,3

C2 385

C5 385,2

578 280 560 230 x

578 280 560 200 4,2

Složení vybraných betonových záměsí

Označení záměsi A2 A5 C2 C5 Tab. 2

A2

pisují pórovitou strukturu a tím i trvanlivost betonu. Lze konstatovat, že trvanlivost je funkcí propustnosti. I když už několik srovnávacích testů na evropských univerzitách proběhlo, zkoušky TPT (Torrent Permeability test), GWT (Germanns Water permeability Test) a ISAT (Initial Surface Absorption Test) na své porovnání stále čekají. Měření zaměřená na vytvoření korelačních součinitelů probíhají na Ústavu stavebního zkušebnictví FAST VUT v Brně, ale stále není k dispozici dostatečné množství dat. Výsledky tohoto projektu přispějí k vytvoření korelace mezi metodami TPT, GWT a ISAT v závislosti na povrchové vlhkosti. Zkouškami propustnosti povrchové vrstvy betonu lze popsat nejen pórovitý systém betonu, ale také trvanlivost betonu. Příspěvek se zabývá hodnocením povrchové vrstvy betonu pomocí nedestruktivních zkoušek TPT, GWT a ISAT, jimiž lze stanovit propustnost pro vzduch nebo vodu. Výsledky těchto měření se stanou podkladem pro sestavení korelační závislosti mezi těmito metodami.

Objemová hmotnost [kg/m3] 2 040 2 100 2 190 2 190

Pevnost v tlaku Statický modul po 28 dnech [MPa] pružnosti v tlaku [MPa] 18,3 18 100 32,5 22 800 33,9 22 000 53,7 24 100

Vybrané vlastnosti stanovené po 28 dnech zrání

Řešení vlivu plastifikačních přísad na vybrané vlastnosti nového druhu betonu vyplývá především z charakteru umělého kameniva z uhelných hlušin. Jak je uvedeno v článku, jedná se o kamenivo s vysoce otevřenou pórovitostí. Tím je dána skutečnost, že při míchání betonové směsi je nutné kamenivo dostatečně předmáčet. To znamená, že při použití tohoto kameniva do betonu je zapotřebí velkého množství vody, což se následně negativně projeví u všech vlastností betonů. Použitím plastifikátoru jsme dosáhli snížení množství vody až o 25 %. Tato skutečnost se také výrazným způsobem projevila na výsledných vlastnostech, jejichž hodnoty jsou uvedeny v tab. 2.

3

4

Článek byl vypracován v rámci výzkumu projektů MPO FI-IM4/224 a GA103/09/0065. Ing. Michal Batelka, Ústav stavebního zkušebnictví FAST VUT v Brně, [email protected] Obr. 3 Přístroj TPT, nahoře vývěva, uprostřed snímací vakuová buňka, vlevo dole regulátor tlaku, vpravo ovládací jednotka

Zkoušky propustnosti povrchové vrstvy betonu jako podklad pro odhad aktuální trvanlivosti betonu I když je beton nejrozšířenější stavební materiál a používá se více než sto let, na hodnocení jeho trvanlivostních vlastností stále neexistuje jednoznačný názor. Na mnoha vědeckých pracovištích probíhají rozsáhlé výzkumy za účelem stanovení kritérií hodnocení trvanlivosti betonu. Jako rozhodující se stále jeví vlastnosti povrchové vrstvy betonu (tzv. „covercrete“) v tloušťce 25 až 50 mm a její propustnost pro vodu a vzduch. Zdá se, že právě tyto charakteristiky nejlépe po82

Obr. 4 Měření pomocí přístroje ISAT, na vzorku upevněná měřící akrylátová komůrka, nahoře nálevka a stupnice pro odečítání množství vsáknuté vody

Příspěvek byl zpracován za podpory FAST-J-10-96. Ing. Zlata Kadlecová, [email protected] Ing. Petra Odehnalová, [email protected] Prof. Ing. Jiří Adámek, CSc., [email protected] Ústav stavebního zkušebnictví, FAST VUT v Brně


❚

3/2011

VĚDA A VÝZKUM

Modul pružnosti extrudovaného vláknocementu Příspěvek se zabývá stanovením dynamického a statického modulu pružnosti extrudovaného vláknocementu. Pro zkoušky byly použity extrudované kompozity různých příčných průřezů – plného čtvercového průřezu, dutého čtvercového průřezu a průřezu dutého kruhového. Pro zjištění dynamického modulu pružnosti byla použita ultrazvuková impulsní metoda, statický modul pružnosti byl určen pomocí tlakového namáhání a odečtu deformací. Byla také stanovena pevnost extrudovaného vláknocementu v tlaku. Dynamický modul pružnosti měřený pomocí ultrazvukové impulsní metody na tělesech plného průřezu dosáhl hodnoty 19 600 MPa, statický modul pružnosti u téhož průřezu 17 700 MPa. Zmenšovací součinitel tohoto materiálu je roven 0,9. U dutého kruhového průřezu byla vyhodnocena průměrná hodnota statického modulu pružnosti 17 000 MPa, u dutého čtvercového průřezu 19 100 MPa. Skutečnost, že téměř totožný výsledek dutého kruhového průřezu a plného průřezu nekoresponduje s výsledkem dutého čtvercového průřezu, je pravděpodobně zapříčiněna koncentrací napětí v rozích posledně jmenovaného průřezu, což bylo potvrzeno výsledky provedené nelineární analýzy chování dutého a plného čtvercového průřezu s využitím výpočtového programu ATENA 3D. Dochází ke zkreslení vstupních hodnot výpočtu a výsledný statický modul pružnosti nabývá vyšších (ovšem zřejmě nereálných) hodnot. Pevnost v tlaku vykazovala analogicky opačný trend v rámci porovnání průřezů.

❚


DOKTORSKÉ PRÁCE Z OBORU BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ PŘÍSTUPNÉ NA INTERNETU Časopis Structural Engineering International začal uveřejňovat abstrakty obhájených doktorských prací na TU po celém světě s cílem umožnit rychlé rozšiřování nových poznatků a závěrů dosažených mladými vědci a výzkumníky v oblasti stavebních materiálů a konstrukcí mezi odbornou veřejnost. Součástí publikovaných abstraktů jsou vždy e-mailová spojení na autora práce a adresa, kde je práce uložena v pdf formátu ke čtení či dokonce ke stažení. V SEI 2/2011 byly pozornosti čtenářů doporučeny následující práce z oblasti betonových konstrukcí: • DI Dr. Panagiotis Spyridis (spyridis.panagiotis@boku. ac.at): Behaviour of Anchor Groups Under Shear Loads: Influence of Assembly Tolerances, URL: http://dissdb.bibvb.ac.at/ • Dr Ir. S. A. A. M. Fennis (s.a.a.m.fennis@tudelft. nl): Design of Ecological Concrete by Particle Packing Optimization, URL: http://repository.tudelft. nl/assets/uuid:5a1e445b-36a7-4f27-a89a-d48372d2a45c/fennis_final.pdf • Dr Kamyab Zandi Hanjari (kamyab.zandi@chalmers. se): Structural Behaviour of Deteriorated Concrete Structures, URL: http://publications.lib.chalmers.se/ records/fulltext/129454.pdf redakce

5a

5b

Obr. 5a, b Měření statického modulu pružnosti; vlevo je zkušební těleso plného průřezu osazeno v lisu, vpravo je zkušební těleso dutého čtvercového průřezu před zkouškou Příspěvek byl vypracován v rámci řešení projektu MŠMT č. 1M06005 – projekt CIVAK. Ing. Dalibor Kocáb, [email protected] Ing. Petr Žítt, [email protected] Ústav stavebního zkušebnictví, FAST VUT v Brně

Oceněné příspěvky ze sekcí Stavební mechanika, Fyzikální a chemické vlastnosti stavebních hmot a Nové stavební hmoty budou představeny v dalším čísle časopisu. Z podkladů konference Juniorstav 2011 připravila Jana Margoldová

3/2011

❚


83


❚


ARCHITEKTONICKÁ SOUTĚŽ MĚSTA BEZ SMOGU ❚ ARCHITECTURAL COMPETITION ON SMOG-FREE TOWNS

1a

Kateřina Koudelková, Ondřej Matějka První část příspěvku se věnuje vítězným projektům soutěže Města bez smogu, do které bylo přihlášeno na sto šedesát šest soutěžních návrhů z řad studentů stavebních oborů, architektury, designu a výtvarného umění či architektů, projektantů nebo veřejnosti. Předmětem soutěže bylo vytvoření návrhu betonového objektu s využitím technologie TX Active. Tímto objektem bylo myšleno vše, co lze umístit kdekoliv na veřejném prostranství, tedy např. do parku, náměstí, na ulici apod. V druhé části je blíže popsána technologie založená na použití fotokatalyckého cementu.

❚ The initial part of this article deals with winning

projects of the Smog-Free Towns competition. Altogether 166 designs worked out by students of civil engineering, architecture, design and fine arts, architects, designers and the public entered the competion. The competition was aimed at the design of a concrete object using TX Active technology. The object was supposed to be placed in public places, for example in a park, square, street etc. The second part of this article describes the technology based on the use of photocatalytic cement.

Ve středu 13. dubna 2011 proběhlo na brněnském Stavebním veletrhu slavnostní vyhlášení výsledků soutěžního projektu Města bez smogu. Soutěž byla příležitostí pro zájemce z řad studentů stavebních oborů, architektury, designu a výtvarného umění či architektů, projektantů nebo veřejnosti – všichni mohli poměřit své tvůrčí schopnosti a utkat se o nejzajímavější návrh betonového objektu pro veřejné prostranství. Nejednalo se však o klasický beton, ale o beton vyrobený technologií TX Active. U odborné poroty, složené z významných osobností několika profesí, se v den hlasování sešlo celkem sto šedesát šest soutěžních návrhů (viz www.bezsmogu.cz). Po pečlivém výběru a společné shodě porotců byli ve středu vyhlášeni následující výherci hlavních cen. 1. MÍSTO: EKOAZA

Autoři: Ing. arch. Václav Kocián, MgA. Natalie Chalcarzová Komentář autorů: „Ekoaza je monumentální dílo inspirované přírodou a technikou. Má zaujmout, přilákat, seznámit veřejnost s novou technologií a hlavně nabídnout klidnou oázu 84


2

❚

3/2011

❚

1b

TOPICAL SUBJECTS

1c

a nový prostor. Použité materiály svými samočisticími vlastnostmi a schopností rozkládat škodliviny v ovzduší evokují schopnosti přírody a samotných rostlin. Fotosyntéza rostlin má zásadní význam pro život na zemi. Interakce návrhu: do Ekoazy lze vstoupit a vnímat ji bezprostředně. Vstup do Ekoazy navodí příjemný pocit setrvání ve stínu stromů a zaujme hrou světla prostupujícího korunami. Ekoaza navíc nabízí prostor pro propagační, kulturní a jiné akce.“ (obr. 1a až c). Odměnou za 1. místo byl pro autory šek na 50 000 Kč.

2. MÍSTO: MONOBLOCK

Autoři: Iveta Kolláriková, Marta Bímová, Vlado Hrivňák Komentář autorů: „Architektura je živá. Monoblock je živý. Demonstrace čistého, funkčního a esteticky zajímavého prvku – to je Monoblock. Lavička? Kašna? Infopoint? A co takhle všechno dohromady a od každého něco? Monoblock lze umístit prakticky kamkoliv. Díky tomu nabízí tento městský mobiliář pestrou paletu možností využití. Nenásilné spojení Monoblocku s architektonickým okolím jasně ukazuje, že i kousku kvádru lze vdechnout městský životní styl. Nechte se unášet činností přírody. Sluneční paprsky budou žhnout do Monoblocku, zatímco nová technologie za vás „odfoukne“ část škodlivých plynů. Čistota a jednoduchost provedení jednotlivých prvků zajistí jejich nadčasovost. Odblokujte každodenní starosti, zhluboka se nadechněte čistého vzduchu. Splyňte s Monoblockem v jednolitý celek a nasajte atmosféru městského života.“ (obr. 2). Autoři dostali šek na 20 000 Kč.

Obr. 1 Ekoaza, první místo, a, b) vizualizace, c) autoři: Ing. arch. Václav Kocián, MgA. Natalie Chalcarzová, cenu předává Miroslav Příkopa ❚ Fig. 1 Eco-Oasis, 1 place, a), b) visualization, c) authors: Ing. arch. Václav Kocián, MgA. Natalie Chalcarzová, Miroslav Příkopa is awarding the winner Obr. 2 Monoblock, druhé místo Fig. 2 Monoblock, 2 place

❚

Obr. 3 TijO Choroš, třetí místo Fig. 3 TijO choroš, third place Obr. 4 Výstava soutěžních projektů v tiskovém středisku areálu BVV ❚ Fig. 4 Exhibition of the competition projects at the press centre of BVV Obr. 5 Diskuze nad vítěznými projekty ❚ Fig. 5 Discussion on the winning projects

4

3. MÍSTO: TijO CHOROŠ

Autoři: Mgr. Jan Střelec, Ing. Petr Novosad

3

3/2011

❚

Komentář autorů: „Tento roztomilý koncept vychází z inspirace přírodou. Podobně jako skutečné choroše (Polyporus) žijící na kmenech stromů, naše betonové odlitky můžeme nacházet libovolně roztroušené po betonových plochách městské džungle. Struktura TijO Choroše se z velké části skládá z betonu předepsaného slo-


5

85

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

žení s příměsí oxidu titaničitého, který blahodárně působí na čistotu jeho povrchu. V přítmí na sebe choroš upozorňuje kolemjdoucí (nejen samičky) pulzujícím barevným světelným spektrem, které vychází z jeho plodnice (to je ta spodní část) pomocí optických vláken a uvnitř umístěného světelného zdroje. Na rozdíl od organických chorošů, TijO Choroš na svém okolí neparazituje, nýbrž jej svou přítomností elegantně doplňuje.“ (obr. 3). Autoři dostali šek na 10 000 Kč. Invence a vtip byly také oceněny u třech soutěžních návrhů mimořádnými cenami. Cenu vyhlašovatele získali: „6cells – zelená dlažba pro město“ od Šárky Doležalové a „Kultivar“ od Barbory Mikitové a Pavla Buryšky. Cenu generálního ředitele Českomoravského cementu, a. s., získal Michal Šírek za „Air – Clean Bridge“. Poslední trojici vítězů tvoří návrhy, které dostaly největší počet bodů při internetovém hlasování veřejnosti. V přímém přenosu bylo hlasování zastaveno 13. dubna 2011 přibližně v 11:15 a počítač zobrazil vítězná jména: • Cena veřejnosti a odměna 15 000 Kč pro Plíce Ostravy od Aleše Nowáka, • Cena veřejnosti a odměna 10 000 Kč pro Kuželník od Petera Bednára, • Cena veřejnosti a odměna 5 000 Kč pro Möbiliar od Ondřeje Kováře. Nová technologie pro moderní stavební materiály Smyslem soutěže Města bez smogu bylo rozšíření obecného povědomí o možnostech betonových výrobků, ploch či konkrétních objektů, které obsahují technologii TX Active. Technologie využívá přirozených fyzikálně-chemických jevů (fotolýzy a polovodičového jevu) k dosažení schopnosti materiálů aktivně snižovat koncentrace škodlivých látek v ovzduší a současně jim dává samočisticí charakter. Čtenáři časopisu Beton TKS byli s detailními principy funkce TX Active materiálů i s možnostmi jejich použití seznámeni v nedávné minulosti [1], následující řádky jsou pouhým připomenutím základních faktů. Všudypřítomná snaha o zvýšení respektu člověka k okolnímu prostředí a přírodě obecně se projevuje také v nárůstu zájmu investorů o ekologicky příznivá řešení pro stavby. Není již výjimečné, že projekt budovy je od samého počátku směrován k minimalizaci ekologické zátěže, kterou objekt svému okolí přináší po celou dobu své životnosti. Zvyšující se poptávka a zájem o inovativní stavební materiály s novými vlastnostmi zlepšujícími interakci staveb s životním prostředím je důkazem postupné změny v chování investorů a jejich vnímání hodnot. Šetrnost a ohleduplnost budov ke globálním i místním ekosystémům získává na důležitosti, mění se pohled na jednotlivé druhy nákladů napříč životním cyklem budov a zároveň se zvyšuje míra využívání vyspělých technologií. Tou je také nová technologie založená na použití fotokatalytického cementu, který díky obsahu nanokrystalického oxidu titaničitého dokáže urychlit přirozený rozklad některých látek působením světla do prakticky využitelných mezí. Plynné polutanty, např. oxidy dusíku, těkavé organické látky, přízemní ozón aj. jsou po kontaktu s povrchem TX Active materiálů téměř okamžitě eliminovány prostým působením světla, přesněji jeho UV-A spektra. Měření provedená na úsecích městských komunikací zhotovených s využitím popisovaných materiálů, především betonu, prokázala okamžitý pokles koncentrace oxidů dusíku v místech pohybu 86

Literatura: [1] Hubertová M., Matějka O.: Protihlukové stěny z lehkého mezerovitého betonu a jejich schopnost snižovat znečištění ovzduší, Beton TKS 4/2009, ISSN 12133116 [2] Italcementi S. p. A.: TX Active depolluting applications – A case study Via Borgo Pallazo, Bergamo, Italy, 4/2007 [3] CTG, Italcementi Group: Tunnel „Umberto I“ in Rome, Monitoring program results, Bergamo, 2008 [4] Bolte G.: Reduction of air pollutants with TioCem®, BFT International 01/2009, p. 4–13 [5] Český hydrometeorologický ústav, www.chmi.cz

lidí přibližně na polovinu [2] až [4]. Podobné snížení koncentrací škodlivin by pro mnohá místa v České republice znamenalo významnou změnu oproti současnému opakovanému překračování závazných imisních limitů [5]. Druhým z prakticky využitelných projevů fotokatalýzy probíhající na povrchu TX Active materiálů je samočištění – aktivní rozklad ulpívajících nečistot především organického původu. Tyto vlastnosti jsou závislé na makrostruktuře povrchu materiálu. Čím hladší povrch je, tím výraznější je i schopnost materiálu odolávat nežádoucím barevným změnám způsobeným usazováním nečistot či růstem mechů a řas. Standardně je aktivního samočištění využíváno u pohledových betonů, fasádních panelů z betonu nebo stříkaného sklovláknobetonu, betonové střešní krytiny či betonové dlažby s obsahem fotokatalicky aktivních materiálů. Motivace investorů, ať už komerčních subjektů, institucí veřejné správy nebo drobných stavebníků, k využití materiálů s uvedenou technologií je různá. Shodným výsledkem ovšem mohou být environmentálně i esteticky progresivní stavby s nižšími náklady na údržbu. Složení poroty: Předseda poroty Ing. arch. Ludvík Grym – autorizovaný architekt Místopředsedkyně MgA. Pavla Kačírková – sochařka poroty Gábina Páralová – módní návrhářka Ing. Jan Hrozek – předseda představenstva společnosti Řádní členové Českomoravský cement, a. s., nástupnická společnost poroty Mgr. Daniel Piršč – designér Ing. arch. Markéta Veselá – autorizovaná architektka Náhradní členové Miroslav Příkopa – vedoucí marketingu a komunikace poroty Českomoravský cement, a. s., nástupnická společnost

Ing. Kateřina Koudelková tel.: 725 581 592 e-mail: [email protected]

Ing. Ondřej Matějka tel.: 602 141 086 e-mail: [email protected] oba: Českomoravský cement, a. s. nástupnická společnost 664 09 Mokrá–Horákov 359 www.cmcem.cz


❚

3/2011

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

REŠERŠE ZE ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ O TÁ Z K Y S TA N O V E N Í K R I T I C K É H O M N O Ž S T V Í CHLORIDŮ V ŽELEZOBETONOVÝCH KONSTRUKCÍCH

Obsah chloridů, který vede ke vzniku koroze výztuže v betonu, je definován jako kritické množství chloridů obsažené v betonu. Toto množství významně ovlivňuje rozsah nutných sanačních opatření, a tím i cenu sanace. Výsledky řady zkoušek laboratorních vzorků i vzorků materiálů odebraných z konstrukcí ukázaly, že kritické množství chloridů je ovlivňováno řadou parametrů a nemůže tedy být neměnnou hodnotou. Proto je vhodné stanovit nižší hodnotu kritického množství chloridů jako depasivační pravděpodobnost ve vztahu pravděpodobnosti vzniku koroze za daných okolností. To je v souladu s německou směrnicí „Schutz und Instandsetzung von Betonbauteilen“ vydanou DAfStb pro praktické užívání. Breit W., Dauberschmidt Ch., Gehlen Ch., Sodeikat Ch., Taffe A., Wiens U.: Zum Ansatz eines kritischen Chloridgehaltes bei Stahlbetonbauwerken, Beton- und Stahbetonbau 106 (2011), Heft 5, pp. 290–298

V Y Š E T Ř O VÁ N Í V Z TA H U Č A S U A K R I T I C K É H O MNOŽSTVÍ CHLORIDŮ V BETONU PRO VZNIK KOROZE VÝZTUŽE

Článek uvádí výsledky společného německo-israelského výzkumného projektu. Výzkumné práce byly zaměřeny na získání lepšího porozumění vlivům působícím v oblasti přechodové zóny mezi ocelí a betonem z hlediska stanovení kritického množství chloridů. Výsledky elektrochemických měření zkušebních vzorků vyrobených z patnácti různých betonových směsí ukázaly, že změna parametrů směsi má měřitelný dopad na čas, kdy se obsah chloridů blíží kritickému množství, které je rozhodné pro počátek korozivních procesů na povrchu výztuže v betonu. Harnisch J., Raupach M.: Untersuchungen zum kritischen korrosions-auslösenden Chloridgehalt unter Berücksichtigung der Kontaktzone zwischen Stahl und Beton, Betonund Stahbetonbau 106 (2011), Heft 5, pp. 299–307

C H E M I C K É N A PA D E N Í V R TA N Ý C H P I L O T A ZEMNÍCH KOTEV

Cílem prezentované numerické analýzy byla simulace degradace vrtaných betonových pilot a zemních kotev v prostředí s vysokým obsahem síranových a chloridových iontů. Zatím neexistuje žádný technický předpis ani norma, která by řešila trvanlivost pilot a kotev, případně jejich kombinace. Projektanti ne3/2011

❚

mají pro stanovení trvanlivosti těchto konstrukcí žádnou oporu. Zpracované numerické simulace a prognózy ukázaly, že degradace pilot vlivem působení síranových iontů je v uvažovaných podmínkách během sta let nepravděpodobná. Stejně tak výsledky nepotvrdily významný úbytek oceli v kotvách způsobený korozí vyvolanou přítomností chloridů a poklesem hodnoty pH betonu. Riga E., Unterderweide K.: Chemischer Angriff auf verpresste Anker und Pfähle, Numerische Simulationsberechnung zur Dauerhaftigkeit, Beton- und Stahbetonbau 106 (2011), Heft 5, pp. 308–313

BETON JÍMÁ ZPĚT OXID UHLÍKU

Během výroby cementu se vyprodukuje i velké množství oxidů uhlíku. Avšak velká část z něj je během životního cyklu stavby do betonu opět pohlcena, zejména je-li beton po demolici konstrukce podrcen k dalšímu použití jako alternativní kamenivo. Toto opětovné vázání oxidů uhlíku zatím není uvažováno ani při výpočtech „karbonové stopy“ ani při obchodu s emisemi. Cementový slinek se vyrábí z vápence a dalších příměsí. Při výrobě tuny cementového slinku se z vápence uvolní 500 kg oxidu uhlíku. Další oxid uhlíku se uvolňuje při hoření paliva během výrobního procesu. Toto množství závisí na energetické efektivnosti pece a na použitém palivu. V moderních pecích se uvolňuje mezi 300 až 400 kg CO2/t slinku. Oxid uhlíku uvolněný z vápence činí asi 60 % z celkového objemu vyprodukovaného při výrobě cementu. Tvrdnutí betonu je založeno na chemické reakci mezi cementem a vodou, kdy se cementové minerály mění v cementový kámen a hydroxid vápenatý. Během karbonatace betonu oxid uhlíku uvolněný z vápence přechází opět do uhličitanu vápenatého. Karbonatace zasáhne během používání konstrukce pouze několik milimetrů až centimetrů betonu pod povrchem a množství spotřebovaného oxidu uhlíku v tomto kroku není příliš velké. Množství cementového kamene, které se dostane do kontaktu s oxidem uhličitým, je mnohem větší, je-li beton po demolici konstrukce podrcen pro další použití. Podle norské studie „CO2 Uptake from Carbonatation of Concrete“ se 20 až 40 % oxidu uhlíku uvolněného z vápence znovu během 70letého používání betonové konstrukce váže karbonatací v jejím povrchu a pokud je beton po její demolici podrcen, zvýší se množství až na 60 až 80 %. Virtanen J.: Betoni on hilidioksidinielu, Betoni 4/2010, pp. 42–44


87

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR NON-TRADITIONAL CEMENT & CONCRETE 4. mezinárodní konference Termín a místo konání: 27. a 31. června 2011, Brno • Geopolymers • Alkali-Activated Composites • Clinker-free concrete • Concrete with mineral and chemical admixtures • High Performance Concrete • Durability of non-traditional concrete • Sustainable development • Damage and fracture of non-traditional concrete • Quality control of non-traditional concrete • Construction from non-traditional concrete Kontakt: e-mail: [email protected], http://www.fce.vutbr.cz/stm/fracture/ symposium2011/default.htm FIBRE CONCRETE 2011 6. mezinárodní konference Termín a místo konání: 8. a 9. září 2011, Masarykova kolej, Praha • Research • Technology • Design • Application • Codes and standards • FRC and sustainability Kontakt: e-mail: [email protected], http://concrete.fsv.cvut.cz/fc2011 VODNÍ PAPRSEK 2011 – VÝZKUM, VÝVOJ, APLIKACE 2. mezinárodní konference Termín a místo konání: 3. až 5. října 2011, Ostravice • Výzkum, vývoj a aplikace vysokorychlostních paprsků • Sanace konstrukcí a staveb, čištění, odstraňování povlaků a nánosů, hydrodemolice • Vysokotlaká technika • Bezpečnostní aspekty Kontakt: e-mail: [email protected], www.ugn.sac.cz

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/ INNOVATIVE MATERIALS AND TECHNOLOGIES FOR CONCRETE STRUCTURES 7. CCC kongres Termín a místo konání: 22. a 23. září 2011, Balatonfüred, Maďarsko • Tailored properties of concrete • Advanced reinforcing and prestressing materials and technologies • Advanced production and construction technologies • Advanced concrete structures Kontakt: CCC Balatonfüred 2011 Congress Secreteriat, Hungarien Group of fib, Budapest University of Technology and Economics, Dept. of CMEG, tel.: +361 463 4068, e-mail: [email protected], www.fib.bme.hu/ccc2011 BETÓN 2011 Konference s mezinárodní účastí Termín a místo konání: 5. až 7. října 2011, Štrbské Pleso, Slovenská republika Kontakt: e-mail: [email protected], www.savt.sk ULTRA-HIGH PERFORMANCE CONCRETE AND NANOTECHNOLOGY FOR HIGH PERFOMANCE CONSTRUCTION MATERIALS 3. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 7. až 9. března 2012, Kassel, Německo Kontakt: e-mail: [email protected], http://www.hipermat.de

BETONÁŘSKÉ DNY 2011 18. konference s mezinárodní účastí Termín a místo konání: 23. a 24. listopadu 2011, Hradec Králové Kontakt: Sekretariát ČBS, www.cbsbeton.eu

GLOBAL THINKING IN STRUCTURAL ENGINEERING: RECENT ACHIEVEMENTS IABSE konference Termín a místo konání: 7. až 9. května 2012, Káhira, Egypt Kontakt: www.iabse-cairo2012.com

SUPERPLASTICIZERS AND OTHER CHEMICAL ADMIXTURES IN CONCRETE 10. mezinárodní konference Termín a místo konání: 28. až 31. října 2012, Praha Kontakt: e-mail: [email protected], www.intconference.org

SSCS 2012 – NUMERICAL MODELING STRATEGIES FOR SUSTAINABLE CONCRETE STRUCTURES Mezinárodní koference Termín a místo konání: 29. května až 1. června 2012, Aix-en-Provence, Francie Kontakt: e-mail: [email protected], www.sscs2012.com

RECENT ADVANCES IN CONCRETE TECHNOLOGY AND SUSTAINABILITY ISSUES 12. mezinárodní konference Termín a místo konání: 31. října až 2. listopadu 2012, Praha Kontakt: e-mail: [email protected], www.intconference.org

CONCRETE STRUCTURES FOR A SUSTAINABLE COMMUNITY fib sympozium Termín a místo konání: 11. až 14. června 2012, Stockholm, Švédsko Kontakt: e-mail: Swedish Cement and Concrete Research Institute, Ms. Ann-Therese Söderqvist, e-mail: [email protected], www.fibstockholm2012.se

ZAHRANIČNÍ KONFERENCE A SYMPOZIA HIGH PERFORMANCE CONCRETE 9. fib symposium Termín a místo konání: 9. až 11. srpna 2011, Rotorua, Nový Zéland • Admixtures and Additives • Concrete Durability • Concrete Sustainability • Fibre Reinforced Concrete • Fresh Concrete Modelling and Simulations • High Ductility Composites • Internal Curing • Lightweight Concrete • Microstructure • Seismic Design and Construction • Self Compacting Concrete • Ultra High Strength / Ultra High Performance Concrete • Volume Stability and Shrinkage Kontakt: e-mail: [email protected], www.hpc-2011.com DESIGN OF CONCRETE STRUCTURES AND BRIDGES USING EUROCODES 2. mezinárodní workshop Termín a místo konání: 12. až 13. září 2011, Bratislava Kontakt: e-mail: [email protected], www.enconcrete.sk

88

BOND IN CONCRETE 2012 – BOND, ANCHORAGE, DETAILING 4. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 17. až 20. června 2012, Brescia, Itálie Kontakt: e-mail: [email protected], www. bondinconcrete2012.org INNOVATIVE INFRASTRUCTURES – TOWARD HUMAN URBANISM 18. IABSE kongres Termín a místo konání: 19. až 21. září 2012, Soul, Korea Kontakt: e-mail: [email protected], www.iabse.org/seoul2012 IALCCE 2012 3. mezinárodní sympozium Life-Cycle Civil Engineering Termín a místo konání: 3. až 6. října 2012, Vídeň, Rakousko Kontakt: e-mail: [email protected], www.ialcce2012.org ENGINEERING A CONCRETE FUTURE: TECHNOLOGY, MODELING AND CONSTRUCTION fib sympozium Termín a místo konání: 20. až 24. dubna 2013, Tel-Aviv, Izrael Kontakt: e-mail: [email protected] 4. MEZINÁRODNÍ fib KONGRES A VÝSTAVA Termín a místo konání: 10. až 14. února 2014, Mumbai, India


❚

3/2011

CMB_univers2011-180x127,5.indd 1

24.5.11 15:18

www.eurovia.cz

Na společné cestě Díky širokému portfoliu činností zvládne společnost EUROVIA CS zakázky pro řadu větších či menších zadavatelů z oblasti veřejného i soukromého sektoru. Skupina EUROVIA CS se kromě silničních a železničních staveb věnuje také revitalizaci památkových center, městským komunikacím, sportovním areálům nebo čistírnám odpadních vod. Stále významnější podíl získávají také projekty ochrany životního prostředí.

Náš beton má říz…

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 SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

www.ebeton.cz

2011 SANACE A REKONSTRUKCE

Recommend Documents