2009 T UNELY A PODZEMNÍ KONSTRUKCE

5/2009

TUNELY

A PODZEMNÍ KONSTRUKCE

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

34/

NA

TUNELOVÝ MĚSTSKÉM

KOMPLEX BLANKA OKRUHU V PRAZE

KRÁLOVOPOLSKÉ TUNELY V BRNĚ

/28

A SOUČASNÝ STAV POUŽITÍ BETONU

/51

BEDNICÍ FORMY PRO REALIZACI TUNELŮ

/58

DEFINITIVNÍ OSTĚNÍ TUNELŮ SOKP 513

/16

10/ S

OUČASNÝ STAV NEJDELŠÍCH SVĚTOVÝCH ŽELEZNIČNÍCH TUNELŮ

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

46/ N

EVYZTUŽENÉ BETONOVÉ KLENBY ŽELEZNIČNÍCH TUNELŮ NOVÉHO SPOJENÍ

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

44/ D

EFINITIVNÍ OSTĚNÍ KABELOVÉHO TUNELU

VLTAVA

VÝVOJ

OCELOVÉ

Ročník: devátý Číslo: 5/2009 (vyšlo dne 13. 10. 2009) Vychází dvouměsíčně

OBSAH

Vydává BETON TKS, s. r. o., pro: Svaz výrobců cementu ČR Svaz výrobců betonu ČR Českou betonářskou společnost ČSSI Sdružení pro sanace betonových konstrukcí

ÚVODNÍK /2

Ivan Hrdina

TÉMA

VĚDA

P OSLEDNÍ

DESETILETÍ VE VÝVOJI

PODZEMNÍHO STAVITELSTVÍ V

ČR /3

Jiří Barták S OUČASNÝ

/10

Matouš Hilar

STAVEBNÍ

H LOUBENÉ TUNELY L ETNÁ – ČELNĚ ODTĚŽOVANÉ TUNELY Petr Jelínek, Josef Richtr K RÁLOVOPOLSKÉ Josef Bača

TUNELY V

/66

Michal Šejnoha, Jan Pruška ANALÝZA NEVYZTUŽENÉHO

/72

Michal Sedláček, Radomír Pukl E XPERIMENTÁLNÍ

MĚŘENÍ DEFINITIVNÍCH

TUNELOVÝCH OSTĚNÍ

/16

Pavel Šourek, Jan L. Vítek, Josef Aldorf, Lukáš Ďuriš N AVRHOVÁNÍ

/26

B RNĚ /28

/34

D EFINITIVNÍ OSTĚNÍ TUNELU V LTAVA Michal Sedláček

/44

/74

Jiří Šmejkal, Jaroslav Procházka

/80

H ODNOCENÍ MOSTŮ Z HLEDISKA LCC Daniel Macek, Dana Měšťanová

/86

F RITZ L EONHARDT (1909 – 1999) Karel Dahinter

/89

G LOBÁLNÍ BANKA ROSTLINNÝCH NA Š PICBERKÁCH Jana Margoldová

/94

SEMEN

BETONOVÉ KLENBY

MATERIÁLY

AKTUALITY /46

A SOUČASNÝ STAV POUŽITÍ BETONU

ČR

Miroslav Uhlík

/51

B ETONY ŽELEZNIČNÍCH V ÍTKOVSKÝCH TUNELŮ N OVÉHO SPOJENÍ V P RAZE Michal Gramblička, Michal Beňovič, Václav Braun /54 BEDNICÍ FORMY PRO REALIZACI

TUNELŮ

/58

/96

KONFERENCE A SYMPOZIA

FIREMNÍ

A TECHNOLOGIE

NA PODZEMNÍCH STAVBÁCH V

S EMINÁŘE ,

Grafický návrh: DEGAS, grafický ateliér, Heřmanova 25, 170 00 Praha 7 Sazba: 3P, s. r. o., Radlická 50, 150 00 Praha 5

KABELOVÉHO

N OVÉHO SPOJENÍ Miroslav Marek, Radomír Pukl, Michal Gramblička, Michal Sedláček

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. (místopředseda), 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.

S POUŽITÍM MODELŮ

NÁHRADNÍ PŘÍHRADOVINY

SPEKTRUM

ŽELEZNIČNÍCH TUNELŮ

Petr Merta

/60

BETONOVÉHO DEFINITIVNÍHO OSTĚNÍ

D EFINITIVNÍ OSTĚNÍ TUNELŮ SOKP 513 – OD PROJEKTU K REALIZACI Radan Bohman, Libor Mařík, Pavel Stibal

N EVYZTUŽENÉ

KLENEB

MODELOVÁNÍ ŽELEZOBETONOVÉHO

N ELINEÁRNÍ KONSTRUKCE

T UNELOVÝ KOMPLEX B L A N K A NA M ĚSTSKÉM O K R U H U V P RAZE Ludvík Šajtar, Pavel Šourek, Jan L. Vítek

O CELOVÉ

A NALÝZA PŘESYPANÝCH TENKOSTĚNNÝCH Vladimír Houšť, Jiří Stráský SEGMENTOVÉHO OSTĚNÍ

ŽELEZNIČNÍCH TUNELŮ

V ÝVOJ

A VÝZKUM

N UMERICKÉ STAV NEJDELŠÍCH SVĚTOVÝCH

Vydavatelství řídí: Ing. Michal Števula, Ph.D. Šéfredaktorka: Ing. Jana Margoldová, CSc. Produkce: Ing. Lucie Šimečková

PREZENTACE

PERI ITA/AITES SATRA Mott MacDonald Fine Betosan Červenka Consulting Ing. Software Dlubal Atlas Copco SMP CZ VSL SYSTÉMY (CZ) Liapor

BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

/9 /15 /25 /33 /43 /57 /57 /63 /85 /93 /3. /4 .

STR. OBÁLKY STR. OBÁLKY

5/2009

Tisk: Libertas, a. s. Drtinova 10, 150 00 Praha 5 Adresa vydavatelství a redakce: Beton TKS, s. r. o. Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 www.betontks.cz Redakce, objednávky předplatného a inzerce: tel.: 224 812 906, 604 237 681, 602 839 429 e-mail: [email protected] [email protected] Roční předplatné: 540 Kč (+ poštovné a balné 6 x 30 = 180 Kč), cena bez DPH 21 EUR (+ poštovné a balné 7,20 EUR), cena bez DPH, studentské 270,- Kč (včetně poštovného, bez DPH) 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: Výztuž definitivního ostění ražené části tunelu Blanka v Praze foto: Jakub Karlíček, Satra, spol s r. o. BETON TKS je přímým nástupcem časopisů Beton a zdivo a Sanace.

1

ÚVODNÍK EDITORIAL

VÁŽENÍ

ČTENÁŘI ČASOPISU

BETON TKS,

Beton jako stavební materiál, technologie betonu, pomocí které lze připravovat beton s různými vlastnostmi a specifickým způsobem jej aplikovat pro nejrůznější konstrukce, i sanace betonu – to vše nachází uplatnění v podzemním stavitelství. A někdy je to uplatnění skutečně výjimečné až unikátní. Mám na mysli například aplikaci stříkaného betonu v mimořádných podmínkách nízkých teplot za velkých přítoků podzemní vody, se kterými jsme se např. potkali při ražbě tunelů na Islandu. Naopak v bázových alpských tunelech se stříkaný beton nanáší ve výrubu na skalní horniny, jejichž povrchová teplota přesahuje 40 °C. Nebo skutečnost, že složení a vlastnosti čerstvého stříkaného betonu musí sice umožnit počáteční deformaci výrubu, ale posléze urychleně zabránit rozvolnění horninového masivu. Obdobně použití betonu v definitivních monolitických ostěních tunelů má svá specifika, z nich některá jsou v tomto čísle časopisu BETON TKS zmíněna. I použití samozhutnitelného betonu zde přichází v úvahu. Prefabrikovaný beton má také významné použití v podzemních stavbách. Aktuálnost montování tunelového ostění z betonových segmentů nyní roste s tím, jak se – jak doufáme – blíží zahájení stavby prodloužení trasy A pražského metra z Dejvic do Motola a později na letiště Ruzyně. Ražbu budou provádět zeminové štíty a segmenty, ze kterých se bude montovat tunelové ostění, musí odpovídat vysokým požadavkům z hlediska kvality betonu a rozměrových tolerancí. Traťové tunely metra zde budou mít moderní segmentové ostění v České republice dosud nepoužité. Pokud jde o podzemní stavitelství v České republice, lze konstatovat, že výše zmíněné nasazení moderních tunelovacích strojů na připravovaném prodloužení metra v Praze skutečně otevře jeho novou etapu. Po roce 1990 se postupně plně zvládl přechod na ražbu tunelů moderní sekvenční metodou, kterou v převážné míře byla Nová rakouská tunelovací metoda. S ní byly úspěšně vyraženy dopravní tunely v různých, mnohdy složitých geotechnických podmínkách. Za všechny můžeme jmenovat tunely na železničních koridorech, automobilové tunely Mrázovka v Praze a Klimkovice u Ostravy. V současné době se touto metodou razí tunelový komplex Blanka a Královopolské tunely v obtížné geologii brněnských jílů. V blízké budoucnosti by se však měl výrazně zvýšit podíl plně mechanizovaného způsobu ražení tunelů. Jak již bylo zmíněno, na pražském metru budou poprvé u nás nasazeny zeminové štíty (Earth Pressure Balance Shields). Tyto štíty s celoprofilovou razicí hlavou udržují stabilitu čela výrubu pomocí natlakované „kaše“ z rozdrcené horniny. Ta je z uzavřené komory v čele štítu odtěžována šnekovým dopravníkem v množství, které musí odpovídat postupu štítu. Následovat by měla stavba dosud nejdelšího tunelu v České republice, kterým bude železniční tunel Praha–Beroun. Pro ražbu se použije klasický razicí stroj určený do skalních hornin (TBM – Tunnel Boring Machine). 2

VÁŽENÍ PŘÁTELÉ!

Uplatnění betonu v podzemních stavbách není jediný důvod, proč vítám, že číslo 5 časopisu BETON TKS je zaměřené na tunely a podzemní konstrukce. Obsah tohoto čísla totiž svědčí o dobrých kontaktech České betonářské společnosti s Českou tunelářskou asociací ITA-AITES i o spolupráci redakcí časopisu BETON TKS a časopisu Tunel, který vydává Česká tunelářská asociace. Z toho vyplývá i kolegiální odborná spolupráce betonářů s tuneláři a obráceně. V závěru bych rád pozval všechny čtenáře tohoto časopisu na již 11. mezinárodní konferenci Podzemní stavby Praha 2010, která se bude konat 14. až 16. června 2010 v kongresovém hotelu Clarion v Praze–Vysočanech. Těší nás zájem zahraničních odborníků, z nichž někteří skutečně významní jsou členy vědecké rady a přednesou dvě Keynote Lectures a úvodní přednášky v sekcích. Termín pro zaslání příspěvků do sborníku je 15. leden 2010 a registrace účastníků bude zahájena v listopadu t. r. Součástí konference bude také odborná výstava, která je příležitostí pro prezentaci českých i zahraničních firem. Více informací lze najít na www.ita-aites.cz pod nabídkou Konference PS2010. Jsem opravdu velmi rád, že jsem mohl v úvodu čísla věnovaného tunelům a podzemním konstrukcím čtenáře časopisu BETON TKS pozdravit.

Ing. Ivan Hrdina předseda České tunelářské asociace ITA-AITES a výrobně-technický ředitel Metrostav, a. s.

VÁ Ž E N Í

ČTENÁŘI,

vzhledem k tomu, že se na školeních k normě ČSN EN 1992 Navrhování betonových konstrukcí vyskytla řada dotazů k této normě a se zavedením a používáním normy v příštím roce budou zřejmě vyvstávat ještě další, rozhodla se redakce věnovat se této problematice na stránkách časopisu v rubrice DOTAZY A REAKCE ČTENÁŘŮ. Vaše dotazy k ČSN EN 1992 Navrhování betonových konstrukcí můžete zasílat na e-mailovou adresu redakce [email protected] nebo použít vstupu přes „Diskuzní fórum“ na našich webových stránkách www.betontks.cz. Otázky otiskneme v uvedené rubrice spolu s odpovědí připravenou po konzultaci se zpracovateli normy, za TNK 36 „Betonové konstrukce“ nám úzkou spolupráci přislíbil Prof. Ing. Jaroslav Procházka, CSc. Věříme, že touto službou přispějeme k lepšímu porozumění novým návrhovým postupům odbornou veřejností. Neváhejte a pošlete nám svůj dotaz. V prosincovém čísle si už na něj můžete přečíst odpověď.


redakce časopisu

5/2009

TÉMA TOPIC

POSLEDNÍ

DESETILETÍ VE VÝVOJI PODZEMNÍHO STAVITELSTVÍ V ČR DEVELOPMENT OF UNDERGROUND CONSTRUCTION INDUSTRY IN THE CZECH REPUBLIC DURING RECENT DECADES JIŘÍ BARTÁK V konvenční ražbě Nová rakouská tunelovací metoda (NRTM) nahradila málo hospodárnou prstencovou (erektorovou) metodu a stala se výhradním a úspěšným postupem při výstavbě nových tunelů všech typů. Po roce 1990 bylo touto metodou realizováno patnáct velkých tunelů – osm železničních a sedm dálničních a silničních. V těžkých geotechnických podmínkách se projevily i jisté limity její bezpečné aplikace. Slibně se rozvíjející plnoprofilová strojní ražba však v období velkého rozmachu NRTM v 90. letech minulého století ztratila u nás kontinuitu se světovým vývojem a prakticky z realizační sféry velkých tunelů zmizela. Připravované významné a rozsáhlé dopravní stavby – metro a železniční tunely – nepochybně povedou k oživení této technologie a k nasazení moderních plnoprofilových tunelovacích strojů. As far as conventional excavation is concerned, the New Austrian Tunnelling Method (NATM) has replaced the rather uneconomical Ring Method (using erectors), to become the sole and successful technique in constructing new tunnels of all types. After 1990, fifteen large tunnels have been completed using this method – eight rail tunnels and seven motorway and road ones. Certain limits to the safe application of the method were encountered while working in difficult geotechnical conditions. On the other hand, the promisingly developing full-face mechanical excavation lost the continuity with the development in the world during the great NATM expansion period in the Czech Republic in the 1990s, virtually disappearing from the sphere of construction of large tunnels. The significant extensive transportrelated construction projects being planned – metro and rail tunnels – will undoubtedly lead to a revival of this technique and the application of modern full-face tunnelling machines.

1

svá mnohá zdokonalení (např. použití „pilot-štoly“ různého umístění i tvaru, využití „metro-plechů“ a Bernold-plechů, stříkaného betonu, dlouhých čelbových kotev, řízeného výlomu apod.), vysloužila přídomek „pražská“ prstencová metoda. Poslední významnou stavbou, kde byly obě tyto technologie nasazeny, nebyla kupodivu žádná z částí pražského metra, ale Strahovský tunel (Metrostav a Vojenské stavby), který byl dokončen ve dvou troubách po dlouhých deseti letech výstavby až v prosinci roku 1997 (obr. 1). Po roce 1989 se však náhle naskytla možnost inspirovat se při

V roce 20. výročí „sametové revoluce“ není od věci si připomenout, jaký dopad měla tato podstatná politická a hospodářská změna do sféry podzemního stavitelství v České republice. Náhlé uvolnění, které se promítlo i do technického myšlení, umožnilo odpoutat se v této oblasti od již poněkud strnulých postupů souvisejících zejména s výstavbou metra a dohodou mezi vládami ČSSR a SSSR o spolupráci a technické pomoci při výstavbě podzemních tras MHD v Praze. Objektivně je však nutno konstatovat, že v 70. a 80. letech používané technologie ražby – nemechanizované štítování a prstencová (erektorová) metoda – které nahradily klasické pilířové systémy s výdřevou, byly v našich podmínkách velmi výkonné a vesměs úspěšně aplikované. Zejména prstencová metoda si pro Obr. 1 Strahovský tunel v Praze – schema výstavby horní klenby pomocí erektoru Fig. 1 Strahov tunnel in Prague – construction scheme of the vault with using erektor Obr. 2 Ražený přivaděč odpadních vod v Praze–Troji Fig. 2 Waste water tunnel in Prague – Troja BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2 5/2009

3

TÉMA TOPIC

výstavbě podzemních děl postupy, které v té době byly ve vyspělých tunelářských zemích již dokonale propracované a mnohokráte úspěšně vyzkoušené – Novou rakouskou tunelovací metodou a ražbou pomocí plnoprofilových tunelovacích strojů. NOVÁ RAKOUSKÁ TUNELOVACÍ METODA Pro české tunelářství se stala symbolem dějinné změny Nová rakouská tunelovací metoda (dále jen NRTM). Od 90. let minulého století až do současnosti nastalo velké a takřka výhradní zaujetí touto metodou. Podstatný atribut metody – observace chování a upravování původního návrhu konstrukce na základě analýzy vybraných monitorovaných veličin – byl významně podpořen ustanoveními nových evropských technických norem. Norma ČSN EN 1997-1:2004 s názvem „Eurokód 7: Navrhování geotechnických konstrukcí – část 1: Obecná pravidla“ totiž legalizuje jako jeden z možných přístupů navrhování geotechnických konstrukcí observační metodu. Tento postup, v ČR v 90. letech zdánlivě nový a progresivní, byl v podzemním stavitelství aplikován již od zveřejnění zásad NRTM v 50. a 60. letech dvacátého století. Princip NRTM přímo vyžaduje, aby se v průběhu ražeb prováděly korekce původního návrhu vystrojení tunelu na základě prováděných deformačních měření, tzv. konvergencí primárního ostění. Obrovské množství úspěšných aplikací v cizině, a po roce 1990 i u nás, potvrzuje správnost geomechanického pojetí této adaptabilní tunelovací metody. Není bez zajímavosti připomenout, že poprvé ve světě byla NRTM aplikována při výstavbě silničního tunelu Massenberg v rakouském Štýrsku (dokončen v roce v roce 1963) – v masivu grafitických jílovitých břidlic dosáhly konvergence v kalotě hodnoty až 200 mm. V roce 1965 byl v Německu realizován

stejným postupem železniční tunel Schwaikheim – ve slínovcovém masivu dosáhly konvergence v kalotě k hodnotě 120 mm. Mimořádně náročná, ale současně poučná byla výstavba Tauernského a Katchberského tunelu na dálnici Salzburg–Villach v letech 1969 až 1975, kde se tuneláři v silně tlačivém masivu fylitických břidlic úspěšně vypořádali pomocí speciálních deformačních elementů s konvergencemi 270 mm v prvém případě, resp. až 700 mm v případě druhém. Za první plnohodnotnou aplikaci NRTM v České republice lze pokládat výstavbu kanalizační stoky F a raženého přivaděče (obr. 2) do nové čistírny odpadních vod v pražské Troji v letech 1991 až 1994 (Vodní stavby). V masivu algonkických drobových břidlic měla maximální velikost konvergencí v kalotě hodnotu 22 mm. Z větších tunelů pak následovaly přibližně ve stejném

4 3

4


5/2009

TÉMA TOPIC Obr. 3 Tunel Hřebeč – svislé členění kaloty u v opukovém masivu Fig. 3 Tunnel Hřebeč – vertical face sequencing in the aranaceous marlit Obr. 4 Královopolský tunel na VMO v Brně – schema kompenzační injektáže Fig. 4 Královopolský tunnel on the Large city ring in Brno – compensation grouting scheme Obr. 5 Kolektor Vodičkova v Praze – odklonění poklesové zóny od zástavby pomocí clony z tryskové injektáže Fig. 5 Utility tunnel Vodičkova in Prague – deflection of the tunnel deformation zone by jet-grouting screen Obr. 6 Tunel Prackovice – přes 20 m vysoká jižní portálová stěna Fig. 6 Tunnel Prackovice – the south portal wall over 20 m high

7

58

Tab. 1 Železniční tunely realizované v ČR pomocí NRTM po roce 1989 Tab. 1 Railway tunnel built by NATM in Czech Republic after 1989 Název tunelu

Rok uvedení do provozu

Počet kolejí

Koridor

Vepřek Tatenice Krasíkovský Malá Huba Hněvkov I Hněvkov II Březno Vítkovské tunely

2002 2004 2004 2005 2006 2006 2007 2008

2 2 2 2 2 2 2 2x2

I, IV II, III II, III II, III II, III II, III – I, III, IV

Délka tunelu [m] 390 143 1 101 324 180 462 1 758 1 365 + 1 316

Pořadí realizace 1 (148) 2 (149) 3 (150) 4 (152) 5 (153) 6 (154) 7 (155) 8 (156)

Celková délka 5 894 m

Tab. 2 Silniční tunely realizované v ČR pomocí NRTM po roce 1989 Tab. 2 Road tunnel built by NATM in Czech Republic after 1989 Název tunelu

Kraj

Rok uvedení do provozu

Počet tubusů

Počet pruhů v tubusu

Hřebeč Pisárecký Mrázovka Valík Panenská Libouchec Klimkovice

Pardubický Jihomoravský Hl. m. Praha Plzeňský Ústecký Ústecký Severomoravský

1997 1997 2004 2006 2006 2006 2008

1 2 2 2 2 2 2

3 2 2 až 3 2 2 2 2

Délka tunelu [m] 355 513/500 1 300 390/380 2 168/2 116 520/504 1 088/1 077

Pořadí realizace 1 (9) 2 (10) 3 (15) 4 (16) 5 (17) 6 (18) 7 (20)

Celková délka 6 334 m

6


5/2009

5

TÉMA TOPIC

7

Obr. 7 Tunel Blanka – první propad nadloží v květnu 2008 Fig. 7 Tunnel Blanka – first inbreak of the overburdeen in May 2008 Obr. 8 Přehrada Přísečnice u Chomutova – prorážka Demagu ∅ 2,67 v r. 1974 Fig. 8 Dam Přísečnice near of town Chomutov – break-through of the tunnel boring machine Demag in 1974 Obr. 9 Razicí stroj RS 24 – 27 Fig. 9 Tunnel boring machine RS 24 – 27 Obr. 10 Mechanizovaný štít Pristley ∅ 3,6 m Fig. 10 Full-face shield machine Priestley ∅ 3,6 m Obr. 11 Mechanizovaný štít TŠčB-3 ∅ 5,8 m Fig. 11 Full-face shield machine TŠčB-3 ∅ 5,8 m Obr. 12 Otevřený štít s výložníkovou frézou RŠF-1 Fig. 12 Part heading shield machine RŠF-1 with a road header

období silniční tunely Hřebeč (Metrostav) a Pisárecký (Subterra), které byly uvedeny do provozu na konci roku 1997, a nejdelší mezistaniční úsek na trase IV.B pražského metra Hloubětín–Rajská zahrada, uvedený do provozu v roce 1998 (Metrostav). Díky rozšíření NRTM došlo u nás k rozvoji řady postupů a technologií, souvisejících především s vyztužováním výrubu a stabilizací nadloží. Patří mezi ně zejména: • výrazné zkvalitnění stříkaných betonů, • zdokonalení typů svorníků a dlouhých předpínaných horninových kotev, • zvládnutí ražby s různým členěním čelby; toto opatření je základní technologickou modifikací, která umožňuje ražbu velkých tunelových profilů v obtížných geologických podmínkách (obr. 3), • účelné využívání doplňujících stabilizačních opatření před čelbou (jehlování, mikropiloty, subhorizontální trysková injektáž, vyztužování čelby), • sanační injektáže z podzemí i z povrchu území, • kompenzační injektáže (obr. 4). Kompenzační injektáž je mimořádně technicky náročné, velmi nákladné, ale současně jedinečné opatření, které umožňuje deformačně zvládnout ražbu pomocí NRTM při nízkém a málo kvalitním nadloží tunelu pod zástavbou. Kompenzační injektáž spočívá v řízené redukci deformací nadloží nad raženým tunelem. Předem připravená struktura nadloží (vytvoření zpevněné zóny v masivu nad horní klenbou ostění a pod základovou spárou povrchové zástavby) a předem vybudovaný systém šachet s vějíři horizontálních vrtů pro tlakovou injektáž umožňují průběžně vyrovnávat deformace nadloží v podélné i příčné poklesové zóně raženého díla. Výsledky průběžného přesného měření deformací povrchové zástavby jsou bedlivě vyhodnocovány a na jejich základě probíhá počítačově řízená tlaková injektáž nadloží, která včasnými reaktivními zdvihy kompenzuje „nastartované“ deformace zástavby. Tímto postupem lze účinně omezit jak absolutní velikost deformací ve vznikající poklesové kotlině, tak sklony svahů poklesové kotliny.

8

6

9


5/2009

TÉMA TOPIC Použití kompenzační injektáže je pro svou náročnost i ve světě málo četné, a je proto velmi dobrou vizitkou našeho tunelářství, že byla již dvakrát úspěšně použita. V menším rozsahu při podchodu zástavby v ulici Ostrovského při ražbě tunelu Mrázovka v Praze, v podstatně větším rozsahu při právě probíhající ražbě Královopolského tunelu v Brně. Teoreticko-statické zvládnutí NRTM bylo umožněno mimořádně rychlým vývojem numerického matematického modelování a dostupností potřebného kvalitního softwaru. Většinou používaná metoda konečných prvků umožňuje i v 2D verzi simulaci prostorové napjatosti v oblasti čelby tunelu, velmi kvalitní a názorné je stanovení vlivu deformací na povrchovou zástavbu (obr. 5). Vysoké úrovně bylo dosaženo v provádění a organizaci geotechnického monitoringu. V současnosti je u velkých staveb již pravidlem dostupnost údajů pro vybrané účastníky výstavby v online režimu, což umožňuje pro zainteresované osoby a orgány nejoperativnější využití monitorovaných veličin pro vyhodnocení a eventuální úpravy postupu tunelování. Pomocí NRTM byla do současné doby v ČR úspěšně dokončena celá řada významných staveb – osm železničních tunelů (tab. 1) v celkové délce 5 894 m (včetně 613 m dlouhé části jinak nejdelšího železničního tunelu Březno – 1 657 m) a sedm silničních tunelů (tab. 2) v celkové délce 6 334 m (včetně nejdelšího silničního tunelu v ČR Panenská – 2 168 m). Ve stadiu výstavby pomocí NRTM je v současnosti železniční tunel Jablunkovský na III. koridoru a tři tunely silniční – tunel Prackovice na dálnici D8 v Českém Středohoří dlouhý 270 m (obr. 6), Královopolský tunel na Velkém městském okruhu v Brně dlouhý 1 240/1 260 m a rozsáhlý tunelový komplex Blanka na Městském okruhu v Praze dlouhý 5 502/5 489 m. V blízké budoucnosti bude zahájena ražba tunelu Radejčín délky 620 m, který je posledním budovaným tunelem na dálnici D8. Propojením úseku Lovosice–Řehlovice přes chráněnou krajinnou oblast České Středohoří dojde k velmi potřebnému zprovoznění celé dálnice D8 mezi Prahou a hranicemi s Německem ve směru na Drážďany. Přes nesporné úspěchy při mnohočetném nasazení NRTM se ve velmi těžkých geologických podmínkách a nízkém nadloží ukázaly i jisté limity její použitelnosti, při snaze o současné zachování přiměřené hospodárnosti. Velmi přesvědčivým dokladem tohoto tvrzení je dvojnásobný propad nízkého a zvodnělého nadloží v pražské Stromovce při ražbě tunelu Blanka na městském okruhu (obr. 7). Bezpečné dokončení prací v podzemí si vyžádalo u obou tunelových trub rozsáhlé sanace nadloží mikropilotami a několika typy injektáže (trysková, tlaková cementová a tlaková chemická), včetně průkazného ověření jejich kvality. Vlastní ražba byla prováděna ve zvláštní třídě, v níž byla použita většina známých doplňujících stabilizačních opatření, např. velmi krátké záběry, svisle členěná kalota, vícenásobné mikropilotové „deštníky“ nad výruby a ochrana čeleb stříkaným betonem. V současné době se ražba nejobtížnějšího úseku dostala do závěrečné fáze pod bývalou Šlechtovou restaurací.

10

11 12

PLNOPROFILOVÉ TUNELOVACÍ STROJE Pro pokračování velmi dobré úrovně našeho podzemního stavitelství je proto bezpodmínečně nutné doplnit cyklickou ražbu NRTM moderní technologií kontinuální ražby pomocí plnoprofilových tunelovacích strojů, které se mohou uplatnit ve formě štítů s tlakovou kontrolou v čelbě především v mnohostranně BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

5/2009

7

TÉMA TOPIC

Obr. 13 Pražské metro – prodloužení linky „A“ Fig. 13 Prague Metro – extension of the line „A“ Obr. 14 Ejpovický železniční tunel – schematický podélný řez Fig. 14 Railway Ejpovice tunnel – schematic longitudinal section Obr. 15 Železniční tunel Praha–Beroun Fig. 15 Railway tunnel Prague – Beroun

13a

13b 14

15a 15b

8

obtížných podmínkách (mělké tunely, tlačivé zeminy, podzemní voda, povrchová zástavba), v nichž použití NRTM představuje často velmi obtížný „souboj s přírodou“. Nicméně použití určitých typů těchto strojů je možné i v pevných skalních horninách (Tunnel Boring Machines – TBM), včetně skalních hornin s poruchovými pásmy (TBM se štítem). Historické nasazení v ČR Ve světě nejrozšířenější metoda výstavby tunelů pomocí plnoprofilových tunelovacích strojů v pevných skalních horninách ani v tlačivých, případně zvodněných zeminách, nenašla zatím v současnosti v České republice uplatnění. Při tom se i u nás v 60. až 90. letech minulého století tato moderní technologie slibně rozvíjela. Připomeňme nejdůležitější počiny v této oblasti plnoprofilového tunelování v letech 1970 až 1993: Protagonisté: • Výstavba dolů uranového průmyslu (v současnosti Subterra, a. s.) - razicí stroje Demag ∅ 2,67 m (obr. 8) - razicí stroje vlastní konstrukce RS 24 – 27 a RS 37 – 40 ∅ 2,7 až 3,8 m (obr. 9) • Inženýrské a průmyslové stavby (v současnosti Skanska, a. s.) - mechanizované plnoprofilové štíty Pristley ∅ 2,4 a 3,6 m (obr. 10) - mechanizovaný plnoprofilový štít Westfalia Lünen ∅ 1,6 m • Metrostav (v současnosti Metrostav, a. s.) - mechanizovaný plnoprofilový štít TŠčB-3 ∅ 5,8 s ostěním z pressbetonu (obr. 11) - otevřený štít s výložníkovou frézou RŠF-1 ∅ 5,8 m (obr. 12) Přehled nasazení použitých tunelovacích strojů: • Razicí stroje: - DEMAG ∅ 2,67 m: VD Přísečnice v roce 1974 – 1. nasazení tunelovacího stroje v ČR, VD Dřínov, VD Josefův důl, VD Slezská harta, kabelové tunely Praha – celkem 23 041 m - VZUP RS ∅ 2,6 až 3,8 m: kabelové tunely a stoky v Praze, VD Josefův Důl, VD Slezská Harta, Brněnský oblastní vodovod (úseky Běleč I a II, Svařec, Bystrc–Bosonohy), důlní otvírka Figaredo (Španělsko) – celkem 43 644 m • Mechanizované štíty plnoprofilové (menší): - PRISTLEY ∅ 2,4 a 3,6 m: kabelový tunel Žižkov, kolektor Žižkov, tepelný napáječ Malešice - Westfalia Lünen ∅ 1,6 m: kanalizace Chodov, Kyje, Prosek • Mechanizované štíty plnoprofilové (větší): - TŠčB-3 ∅ 5,8 m s ostěním z pressbetonu: trasa „A“ pražského metra – oba traťové tunely pod Vltavou Klárov–Staroměstská v roce 1973 – 1. nasazení plnoprofilového mechanizovaného štítu v ČR, pravý tunel trasy „A“ v úseku Staroměstská–Můstek, trasa „B“ – levý traťový tunel v úseku Můstek B–Florenc B, celkem cca 3 500 m • Štít s výložníkovou frézou RŠF-1: - trasa „B“ – traťový tunel v úseku Florenc B–Invalidovna, celkem cca 2 000 m.


5/2009

Ražený tunel, Mosty u Jablunkova | FIRESTA-Fišer, rekonstrukce, stavby a.s., Brno

Z uvedeného výčtu je patrné, že světový „mainstream“ plnoprofilového tunelování zdaleka nezůstal v „předrevoluční“ ČR bez povšimnutí a zdálo by se naprosto logické, že v nových podmínkách bude tento trend úspěšně pokračovat, opak však byl pravdou. I když možnost nasazení moderních tunelovacích strojů při výstavbě dlouhých tunelů byla i u nás zvažována (např. u tunelového komplexu Blanka na Městském okruhu v Praze), k žádné realizaci v „porevolučních“ dvaceti letech nedošlo. Důvody jsou zřejmě z podstatné části ekonomické povahy – velká počáteční investice na pořízení tunelovacího stroje je možná poněkud demotivující, takže NRTM byla v našich poměrech, charakterizovaných relativně krátkými tunely, zřejmě oprávněně preferována. Jistou roli může hrát i dlouhodobá ztráta kontaktu s touto technologií; zkušenosti se ztratily s odchodem jejich nositelů z oboru. Výhledy v nasazení v ČR Poněkud asymetrický stav v našem podzemním stavitelství, spočívající ve zcela výhradním zaujetí Novou rakouskou tunelovací metodou, se v nejbližších letech nepochybně změní a k nasazení plnoprofilových tunelovacích strojů dojde. Vážnými adepty na jejich první nasazení jsou, díky svým délkám, traťové tunely na prodloužení linky „A“ pražského metra, železniční Ejpovický tunel a podzemní stavba světových parametrů – železniční tunel mezi Prahou a Berounem: • Prodloužení linky „A“ pražského metra v úseku Dejvice– –Motol Z celého 12,7 km dlouhého prodloužení Dejvice–letiště Ruzyně se jedná o úsek V. A1 Dejvice–Petřiny, tvořený dvěma jednokolejnými tunely délky 4,54 km (obr. 13). Odtěžování rubaniny i doprava železobetonových tubingů do podzemí se předpokládá z obslužné šachty na Petřinách. • Železniční Ejpovický tunel na III. tranzitním koridoru ČD Z celkové délky Ejpovického tunelu 4 170 m se předpokládá nasazení tunelovacího stroje na úsek pod kopcem Homolka, tvořený dvěma jednokolejnými tunely délky 2 800 m. Navazujícími úseky jsou hloubená jáma (délky 150 m) a klasicky ražený tunel pod kopcem Chlum délky 1 220 m (obr. 14). • Železniční tunel Praha–Beroun na III. tranzitním koridoru ČD Tunel délky 24,7 km bude v celé délce realizován pomocí plnoprofilových tunelovacích strojů, pouze rozpletové úseky na pražské straně budou raženy pomocí NRTM. Vybraná severní trasa tunelu (obr. 15) se v maximální možné míře vyhýbá pro tunelování nevhodné oblasti Barrandienu, v níž je velmi pravděpodobný výskyt nebezpečných krasových jevů (závrty a kaverny). Uvedené stavby, jejichž zahájení lze očekávat v dohledném časovém horizontu jednoho až pěti let, představují velkou výzvu pro renomované tunelářské firmy naše i zahraniční. Vytváření pracovních týmu v našich velkých stavebních společnostech, které se věnují přípravě nasazení plnoprofilových tunelovacích strojů v rámci zmíněných i dalších zakázek, je důležitým krokem v zajištění naší schopnosti i v této oblasti konkurovat zkušeným zahraničním firmám.


Tunelové ocelové bednění PERI s hydraulickým ovládáním

bednění lešení služby www.peri.cz

CZ PERI/9.141

Prof. Ing. Jiří Barták, DrSc. Stavební fakulta ČVUT v Praze Katedra geotechniky Thákurova 6, 166 29 Praha 6 e-mail: [email protected]

Přednosti: hydraulické ovládání formy včetně pojezdů ocelová forma pro velké zatížení a velké počty nasazení samonosná konstrukce bednicího pláště formy trojrozměrná konstrukce k přenosu horizontálních sil stavěcí ocelové čelní bednění variabilní k tvaru klenby bezpečnost v každém ohledu

5/2009

9

TÉMA TOPIC

SOUČASNÝ

STAV NEJDELŠÍCH SVĚTOVÝCH ŽELEZNIČNÍCH TUNELŮ ACTUAL STATUS OF THE WORLD’S LONGEST RAILWAY TUNNELS MATOUŠ HILAR Následující článek popisuje současné nejdelší železniční tunely. Jsou popsány tunely v provozu, tunely ve výstavbě, ale i tunely, které jsou zatím pouze ve fázi návrhu. Dané téma je v ČR vzhledem k přípravě tunelu Praha–Beroun velmi aktuální. The following paper is focused on actual status of the world’s longest railway tunnels. The paper describes tunnels in operation, tunnels under construction and tunnels in the design stage. The topic is very actual in the Czech Republic due to the Prague – Beroun tunnel preparation. Tab. 1 Nejdelší železniční tunely, které jsou v provozu Tab. 1 The longest railway tunnels in operation Pořadí 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10.

Název Seikan Eurotunel Lötschberg (bázový) Guadarrama Iwate – Ichinohe Daishimizu Wushaoling Simplon II Simplon I Vereina Channel Tunel Rail Link část pod Londýnem

Umístění Japonsko Velká Británie – Francie Švýcarsko Španělsko Japonsko Japonsko Čína Švýcarsko Švýcarsko Švýcarsko

Délka [km] 54 50 34,6 28,4 25,8 22,2 22 19,8 19,7 19

Otevření 1988 1994 2007 2007 2002 1982 2006 1922 1906 1999

Velká Británie

19

2007

Tab. 2 Nejdelší železniční tunely, které jsou ve výstavbě Tab. 2 The longest railway tunnels under construction Pořadí 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10.

Název Gotthard (bázový) Hakkoda Pajares Iyama Vaglia Firenzuola Wienerwald Lainzer Katzenberg Perthus

Umístění Švýcarsko Japonsko Španělsko Japonsko Itálie Itálie Rakousko Rakousko Německo Španělsko

Délka [km] 57,1 26,5 24,7 22,2 18,7 15,2 13,4 10,6 9,4 8,3

Tab. 3 Nejdelší železniční tunely, které jsou v přípravě Tab. 3 The longest railway tunnels in the design stage Pořadí 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8.

10

Název Brenner (bázový) Lyon – Turín (bázový) Gibraltar Koralm Praha – Beroun Semmering (bázový) Zimmerberg (bázový) Ceneri (bázový)

Umístění Rakousko – Itálie Francie – Itálie Španělsko – Maroko Rakousko Česká republika Rakousko Švýcarsko Švýcarsko

Délka [km] 56 53,1 37,7 32,8 24,7 22,1 20 15,4

Otevření 2015 2010 2010 2013 2010 2010 2012 2012 2012 2012

Díky probíhající přípravě výstavby tunelu Praha–Beroun o délce 24,7 km je problematika dlouhých železničních tunelů v současné době v ČR velmi aktuální. Obdobně je tomu i v zahraničí. Současná společnost žádá rychlejší dopravní spojení, což v případě železnic znamená potřebu výstavby dlouhých železničních tunelů pod horskými masivy, mořskými průlivy či zástavbou městských aglomerací. V posledních letech probíhá především v Evropě a Asii výstavba a příprava nebývalého množství velmi dlouhých železničních tunelů. V Evropě je tato situace především ovlivněna vznikem Evropské unie, která má zájem na integraci jednotlivých členských států a vynakládá na modernizaci dopravní infrastruktury značné finanční prostředky. Dalším významným faktorem ovlivňujícím rozhodnutí o realizaci těchto náročných projektů je vývoj technologií, které již v současné době umožňují realizaci tunelů s velmi vysokým nadložím (často vyšším než 1 km) v opravdu složitých geologických podmínkách (tlačivé horniny, tektonicky porušené zóny, krasové oblasti, vysoký hydrostatický tlak atd.). V následujícím článku jsou uvedeny aktuální informace o nejdelších světových železničních tunelech. SOUČASNÉ NEJDELŠÍ ŽELEZNIČNÍ TUNELY Přehledy nejdelších železničních tunelů jsou uvedeny v tab.1, 2 a 3. Uvedené tabulky je třeba brát s jistou rezervou. U tunelů ve výstavbě pravděpodobně byly některé tunely opominuty; lze předpokládat, že především v Asii mohou být v současné době realizovány tunely s délkou přes 10 km, které nejsou uvedeny v dostupné odborné literatuře. U připravovaných tunelů je celkem pochopitelné, že soupis nemůže být kompletní. Řada tunelů je spíše ve fázi nápadů či idejí, v tabulce jsou uvedeny pouze tunely v pokročilejším stadiu přípravy. Z uvedených tabulek je však dostatečně patrné, že připravovaný tunel Praha–Beroun bude patřit mezi nejdelší světové železniční tunely. TUNELY

V PROVOZU

Tunel Seikan (54 km) V roce 1954 potopil tajfun v Cugarském průlivu pět trajektů, při události zahynulo 1 430 lidí. Proto bylo rozhodnuto o propojení japonských ostrovů Honšú a Hokkaidó pomocí dvoukolejného tunelu. Přípravné práce na tunelu začaly v roce 1964. Realizace 54 km dlouhého tunelu (nejdelší dokončený železniční tunel) začala v roce 1971. Tunel leží 84 m pod mořským dnem Cugarského průlivu. Vzhledem k velmi proměnlivým a těžko předvídatelným geologickým podmínkám na dně průlivu nebylo možné použít plnoprofilových tunelovacích strojů (TBM = Tunnel Boring Machine), a tunel musel být ražen konvenčně. Tunel byl ražen ve třech fázích. Nejprve byla vyražena průzkumná štola, následně paralelní obslužný tunel a vlastní tunel pro železniční dopravu byl vyražen až po dokončení obou paralelních tunelů (obr. 1). V tunelu jsou dvě nouzové stanice. Obslužný tunel je s hlavním tunelem propojen pomocí propojek a šachet, vzdálenost únikových východů je 600 až 1 000 m. Během realizace došlo ke čtyřem záplavám. Vzhledem k problémům během výstavby byl tunel uveden do provozu až v roce 1988.


5/2009

TÉMA TOPIC Eurotunel (50 km) Ražba tunelu pod kanálem La Manche začala v roce 1987. První propojení anglické a francouzské strany (obslužný tunel) bylo dokončeno v roce 1990. Tunel uvedený do provozu v květnu 1994 byl stavěn, financován a původně i provozován soukromým subjektem. V roce 2006 akciová společnost Eurotunnel (investor a provozovatel tunelu) zbankrotovala. Z celkové délky tunelu je 38 km pod mořem (minimum je 45 m pod mořským dnem). Návrhová rychlost tunelu je 160 km/h. Eurotunel se skládá ze dvou jednokolejných tunelů o průměru 7,6 m, mezi kterými je veden tunel obslužný o průměru 4,8 m (obr. 2). Servisní tunel je propojen s oběma hlavními tunely propojkami po 375 m, hlavní tunely jsou po každých 250 m propojeny otvory pro snížení tlakové vzduchové vlny. V tunelu jsou dvě komory křížení, které rozdělují tunel na tři přibližně stejně dlouhé celky. Pro odvedení vody z tunelu slouží pět čerpacích stanic, dvě na pevnině (na obou březích) a tři pod mořem. Trasa tunelu vede především vrstvou křídy (měkký a nepropustný materiál). K ražbě bylo použito celkem jedenáct TBM (šest na anglické a pět na francouzské straně). Ostění je tvořeno železobetonovými segmenty kromě oblastí s problematickou geologií a propojek, kde bylo použito ostění litinové. Obě komory křížení pod mořem byly realizovány pomocí NRTM s nevyztuženým definitivním ostěním. Lötschbergský bázový tunel (34,6 km) Vysokorychlostní železniční tunel pod Alpami je součástí projektu AlpTransit. Příprava projektu začala v roce 1988. Před vlastní ražbou byla v letech 1994 až 1996 zbudována průzkumná štola o délce 9,4 km a průměru 5 m. Realizace tunelu byla odsouhlasena v roce 1998, ražby byly dokončeny v dubnu 2005. Tunel byl uveden do provozu v polovině roku 2007. Dva jednokolejné tunely mají vnitřní profil 8,3 m, jejich vzdálenost je 40 m a propojky jsou situovány po 333 m. Délka tunelu je 34,6 km, ale celková délka všech ražeb je 91,8 km. V úseku Mitholz–Frutigen má tunel pouze jednu jednokolejnou troubu, průzkumná štola vyražená paralelně s tunelem slouží v této části jako obslužný tunel (obr. 3). Tunel má dvě multifunkční (nouzové a obslužné) stanice (Ferden a Mitholz). Maximální výška nadloží dosahuje 1 500 m. Geologie trasy se skládá v severním úseku z pískovců, mramorů, břidlic a vápenců. V této sekci se vyskytovaly termální prameny s vysokým obsahem síranů. V jižním úseku se vyskytují granity a ruly. Počátečních přibližně 10 km tunelu (asi 20 % objemu) bylo raženo z jihu pomocí dvou horninových TBM firmy Herrenknecht o průměru 9,43 m. Zbytek tunelu (asi 80 %) byl ražen konvenčně pomocí trhacích prací.

Tunel Guadarrama (28,4 km) Tunel na vysokorychlostní železnici mezi městy Madrid a Segovia ve Španělsku má délku 28,4 km a maximální výšku nadloží 1 200 m. Tunel byl ražen převážně v tvrdých horninách (ruly a žuly), nicméně prochází i sedimentárními horninami a tektonickými poruchami. Ražba začala v roce 2002. Pro ražbu byly použity čtyři dvouplášťové horninové TBM o průměru 9,5 m. Dvouplášťová TBM umožňovala jak souběžnou ražbu a osazování ostění, což vedlo k urychlení realizace, tak i vrtný průzkum a injektáž prostoru před čelbou. Tunel byl uveden do provozu v prosinci 2007. Segmentové ostění tunelu má tloušťku 320 mm, délka jednoho prstence je 1,6 m. Návrhová rychlost tunelu je 350 km/h. Tune-

1

2 1

LEGENDA / LEGEND 1. Jižní portál / South portal 2. Východní tunel / Eastern tunnel 3. Přístupový tunel Mitholz / Mitholz access tunnel 4. Stanice Ferden / Ferden station 5. Západní tunel / Western tunnel 6. Stanice Mitholz / Mitholz station 7. Severní portál Frutigen / Frutigen North portal

4

5

2

Obr. 1 Příčný řez tunelem Seikan, 1 – hlavní tunel, 2 – obslužný tunel, 3 – průzkumná štola, 4 – propojka (www.pref.aomori.lg.jp) Fig. 1 The Seikan tunnel cross-section, 1 – main tunnel, 2 – service tunnel, 3 – pilot adit, 4 – cross-passage

6 3

Obr. 2 Vizualizace Eurotunelu (www.engineering.com) Fig. 2 The Eurotunnel visualisation Obr. 3 Vizualizace bázového tunelu Lotschberg (www.alptransit.ch) Fig. 3 The Lotschberg base tunnel visualisation BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

3

7

5/2009

11

TÉMA TOPIC

lové propojky jsou po 250 m, vnitřní průměr tunelu je 8,5 m. Přibližně v polovině délky tunelu je umístěna centrální nouzová stanice. Jedná se o 500 m dlouhý úsek se středním nouzovým tunelem mezi oběma hlavními tunely s propojkami po 50 m. Tunel Iwate-Ichinohe (26 km) Vysokorychlostní železniční tunel slouží pro vlaky Shinkansen mezi japonskými městy Tokio a Aomori. Celková délka tunelu je 25,8 km, návrhová rychlost tunelu je 260 km/h. Tunel je dvoukolejný a při uvedení do provozu v roce 2002 se jednalo o nejdelší železniční tunel na pevnině. Světlá výška tunelu je 7,7 m, světlá šířka je 9,5 m a klenba tunelu má vnitřní poloměr 4,75 m. Horninový masiv, ve kterém byl tunel ražen, je tvořen granodiority, vulkanickými tufy, jílovci a slepenci. Tektonicky rozrušené vulkanické tufy byly náchylné k bobtnání. Maximální nadloží tunelu je 250 m (obr. 4). Ražba byla realizována pomocí NRTM. Během ražby byl tunel rozdělen na sedm nezávislých částí, kromě portálů probíhaly ražby z pěti štol nebo šachet. TUNELY

VE VÝSTAVBĚ

Gotthardský bázový tunel (57 km) Vysokorychlostní železniční tunel Gotthard pod Alpami je součástí projektu AlpTransit a po dokončení bude nejdelším

železničním tunelem na světě. Realizace přístupových štol začala v roce 1996 a tunel by měl být otevřen v roce 2015. Dva jednokolejné tunely spojují propojky po 325 m. V tunelu jsou přibližně ve třetinách délky tunelu dvě multifunkční stanice, které slouží pro přejezd vlaků z jedné trouby do druhé, pro případné zastavení vlaků a nouzový únik osob. Stanice Sedrun je spojena s povrchem 800 m hlubokou šachtou a stanice Faido je spojená s povrchem přístupovým tunelem. Návrhová rychlost tunelu je 250 km/h pro osobní dopravu a 160 km/h pro nákladní dopravu. Maximální nadloží tunelu je 2 300 m. Většina trasy tunelu prochází vyvřelými a metamorfovanými horninami, které však jsou v některých místech porušené tektonickými zlomy. Výstavba tunelu byla rozdělena na pět sekcí. Většina tunelu je ražena pomocí horninových TBM s profily od 8,8 do 9,4 m. Pomocí NRTM jsou raženy přístupové tunely, multifunkční stanice, propojky a část hlavních tunelů v oblasti Sedrun, kde je velmi komplikovaná geologie. Na většině tunelu je použito dvouplášťové ostění vzhledem k požadavku investora na nepropustnost ostění. Primární ostění je ze stříkaného betonu (i za TBM), vnitřní ostění z monolitického betonu zpravidla není vyztuženo. V některých místech byla naměřena výška vodního sloupce až 415 m, nicméně díky drénování nemusel být hydrostatický tlak do výpočtů zaveden. Pouze některé části ventilačních a obslužných tunelů jsou navrženy jako jednoplášťové.

4

5

Portál Bodio Bodio portal

Multifunkční stanice Faido Faido multifunction station Šachta Sedrun Sedrun shaft Šachta I Shaft I Multifunkční stanice Sedrun Sedrun multifunction station

Portál Erstfeld Erstfeld portal

6

Nouzová stanice Emergency stop station Přístupový tunel Faido Faido access tunnel

Šachta II Shaft II Nouzová stanice Emergency stop station

Přístupový tunel Amstegl Amsteg access tunnel DETAIL NOUZOVÉ STANICE EMERGENCY STOP STATION DETAIL

12


5/2009

TÉMA TOPIC Tunel Hakkoda (26,5 km) Tunel délky 26,5 km se nachází na vysokorychlostní trati pro vlaky Shinkansen mezi městy Shichinohe a Aomori v Japonsku. Jedná se o jeden dvoukolejný tunel šířky 9,5 m o ploše výrubu 70 m2. Návrhová rychlost tunelu bude 260 km/h. Ražba tunelu začala v roce 1998, uvedení do provozu se předpokládá v roce 2010. Většina tunelu byla ražena v metamorfovaných horninách, maximální nadloží tunelu dosahuje 540 m. Tunel byl ražený konvenčně pomocí NRTM a ražby byly rozděleny na šest částí. Většina tunelu byla ražena z přístupových štol. Tunel Pajares (24,7 km) Tunel Pajares se nachází na vysokorychlostní železniční trati spojující Madrid a Costa Verde na úseku León-Gijón. Nadloží tunelu přesahuje 1 000 m. Tunel má dva jednokolejné tunely spojené propojkami. Vnitřní profil kruhového tunelu je 8,5 m. Výstavba tunelu byla rozdělena na čtyři části. Část sekcí 1, 2 a 4 je ražena pomocí TBM (obr. 6) a zbytek by měl být ražen konvenčně. Konvenční ražby začaly v roce 2004, ražby pomocí tří TBM byly zahájeny v roce 2005 a uvedení do provozu je plánováno na rok 2010.

Obr. 4 Podélný geologický řez tunelu Iwate-Ichinohe Fig. 4 The Iwate-Ichinohe tunnel longitudinal geological section Obr. 5 Vizualizace Gotthardského bázového tunelu (www.alptransit.ch) Fig. 5 The Gotthard base tunnel visualisation

TUNELY

Brennerský bázový tunel (56 km) Tunel pod Alpami mezi Rakouskem a Itálií délky 56 km bude postaven na vysokorychlostním železničním spojení Mnichov– –Verona. Délka v současné době ražené průzkumné štoly je 54 km (24,5 km na rakouském území a 29,2 km na italském území). Maximální nadloží tunelu bude 1 670 m. Příprava projektu začala předběžnou studií v roce 1986. Rozhodnutí ministrů dopravy Německa, Rakouska a Itálie o jeho realizaci bylo učiněno v roce 1994 a bylo podpořeno Evropskou unií. V roce 1999 byla ustanoveno seskupení, které má přípravu projektu na starosti. Ražba průzkumné štoly začala v roce 2006. Tunel se bude skládat ze dvou jednokolejných tunelů o vnitřním průměru 8 m, jejich vzdálenost bude 40 až 70 m. Obslužný tunel (původně průzkumná štola) je situován mezi traťovými tunely přibližně 10 m pod jejich úrovní. Hlavní tunely budou spojeny propojkami po 333 m (obr. 7). V tunelu budou tři multifunkční stanice vzdálené max 20 km, které budou přístupovými tunely propojeny s povrchem. Stanice budou sloužit pro zastavení vlaku, únik cestujících z tunelu v případě mimořádných událostí a pro údržbu tunelu. Podél multifunkčních stanic budou vybudovány únikové štoly spojené propojkami s traťovými tunely. Stanice také umožní přejezd vlaků z jednoho tunelu do druhého.

SEVERNÍ PORTÁL INNSBRUCK INNSBRUCK NORTH PORTAL

Stanice Innsbruck Insbruck station Přístupový tunel Access tunnel Stanice Steinach Steinach station Přístupový tunel Access tunnel

Obr. 6 TBM firmy Robbins před ražbou sekce 4 tunelu Pajares Fig. 6 TBM manufactured by Robbins prior excavation of the Pajares tunnel lot 4

Přístupový tunel Access tunnel

Obr. 7 Vizualizace bázového tunelu Brenner (pohled z jihu) (www.bbt-se.com) Fig. 7 The Brenner base tunnel visualization (South view) Obr. 8 Podélný geologický řez tunelů na trati Lyon–Turín (www.ltf-sas.com) Fig. 8 Longitudinal geological section of tunnels on the Lyon – Torino railway link

PŘIPRAVOVANÉ

Stanice Wiesen Wiesen station

JIŽNÍ PORTÁL FORTEZZA FORTEZZA SOUTH PORTAL

7

8


5/2009

13

TÉMA TOPIC

Bázový tunel na trati Lyon–Turín (53 km) 53 km dlouhý bázový železniční tunel bude postaven na železniční trati Lyon–Turín spojující severní Itálii s údolím řeky Rhone ve Francii. Dva jednokolejné tunely budou spojeny propojkami po 400 m a v tunelu budou čtyři nouzové stanice. Maximální nadloží tunelu je 2 200 m. Horninový masiv je tvořen vyvřelinami na východě a sedimentárními horninami na západě (obr. 8). Ražby bázového tunelu budou realizovány z portálů a ze tří mezilehlých míst, které všechny leží na francouzském území. O metodě ražby bude rozhodnuto až na základě podrobnějších geologických informací. Pro nejdelší sekci mezi stanicí Modane a portálem Census o délce 24 km se předpokládá nasazení čtyř TBM (po dvou strojích z každé strany). Ražba tří přístupových tunelů z Francie, které jsou zároveň využity jako průzkumné štoly, již byla zahájena. Tunel pod Gibraltarem (37,7 km) Průliv Gibraltar mezi Evropou (Španělsko) a Afrikou (Maroko) je široký 14 km. Vzhledem k velkému provozu trajektů a časté nepřízni počasí je v dané oblasti značné nebezpečí srážky plavidel. Možnost realizace tunelu je zkoumána již asi osmdesát let. Hlavním problémem projektu byla přílišná hloubka průlivu v nejužším místě, a proto musela být trasa tunelu posunuta směrem k Atlantiku, kde je vzdálenost břehů 28 km. Tunel bude dlouhý 37,7 km, v nejhlubším místě je nadloží tunelu 100 m pod dnem moře a hloubka moře je 300 m. Tunel bude složen ze dvou jednokolejných tunelů a jednoho obslužného tunelu uprostřed. Nejprve bude vzhledem k menšímu profilu vyražen obslužný tunel. Následně bude provedena 9

výstavba prvního traťového tunelu. Realizace druhého traťového tunelu bude následovat až několik desetiletí po prvním tunelu v závislosti na nárůstu dopravy. Tunel Koralm (32,8 km) Koralmská dráha je dvoukolejná elektrifikovaná železniční novostavba délky okolo 130 km s návrhovou rychlostí 200 km/h. Nejdůležitější částí nové tratě je 32,8 km dlouhý tunel Koralm. Maximální nadloží tunelu je okolo 1 250 m. První průjezd tunelem je předpokládán v roce 2016 a uvedení do provozu celé tratě je plánováno na rok 2018. O systému tunelu bylo rozhodnuto na základě multikriteriálního hodnocení z hlediska stavebního a provozního a výsledkem byl výběr varianty dvou jednokolejných tunelů (obr. 9). Předmětem dalšího zkoumání bylo stanovení vzdálenosti tunelových propojek, potřeba kolejového propojení obou tunelů a nouzové zastávky a požadavky na větrání. Propojky byly nakonec navrženy po 500 m. Nouzová zastávka bude zhruba uprostřed tunelu. Všechna kolejová propojení se odehrávají před nebo za tunelem, přímo v tunelu není žádné propojení nebo křížení jednotlivých kolejí. V současné době probíhají průzkumné práce. Práce zahrnují výstavbu průzkumných štol Štýrsko–Leibenfeld délky 2,5 km, přístup ke štole je pomocí šachty, a Korutany délky 8 km se vstupem pomocí 120 m hluboké šachty. Profil štol je stejný jako kalota budoucího tunelu. Celková délka průzkumných děl je 11 km. Plánovaný tunel prochází na západní straně Koralpského masívu terciérními usazeninami Laventálské pánve. Následuje strmý přechod mezi Laventálskou pánví a Koraplským masívem ovlivněný poruchovou zónou. V komplexu krystalinika je zastoupena zejména pararula. Jednotlivé metody ražby tunelu a délky jejich použití byly určeny na základě geotechnických podmínek. Pomocí TBM bude raženo 45 km, zbývajících 21 km bude raženo NRTM. Tunel Praha-Beroun (24,7 km) Zpracovaná přípravná dokumentace uvažuje realizaci dvou jednokolejných tunelů s kruhovým profilem o vnitřním průměru 8,3 m. Protisměrné tunely budou spojeny propojkami s rozestupy 400 m. Tunely budou obsahovat dva rozplety v oblasti Prahy (odbočka na Krč) a dva rozplety v oblasti Berouna (pro možnost realizace odbočení v budoucnu). Odbočení jsou řešena

10

Obr. 9 Vizualizace tunelu Koralm (www.oebb.at) Fig. 9 The Koralm tunnel visualisation Obr. 10 Trasa tunelu Praha– Beroun Fig. 10 The Prague – Beroun tunnel situation

14


5/2009

TÉMA TOPIC Literatura: [1] Amberg F.: Rail rules for the Swiss. Tunnels and Tunnelling, December 2000 [2] Darcy D., Gmür W.: A Swiss tunnelling experience. Tunnels and Tunnelling May 2004 [3] Harer G.: Koralm tunnel closer to tender, Tunnel & Tunnelling International, May 2003 [4] Klepsatel F., Kusý P., Mařík L.: Výstavba tunelů ve skalních horninách. Bratislava 2003 [5] Krása D., Růžička J., Hasík O.: Prague–Beroun, New Railway Connection, Proc. of the World Tunnel Congress in Prague 2007. pp. 307-308 [6] Morocutti G., Schennach G.: Brenner Base Tunnel Project – Rails for Europe. FIG XXII International Congress, Washington D.C., USA, 2002 [7] Neerhout J.: The Making of the Channel Tunnel, Lecture – Olpin Union Building at the University of Utah, October 5th, 1995 [8] Nieuwenhuis J. E., Ambrunaz F. Q., Verbesselt E., Boisguerin E., Piepers P., van der Giessen A.: Safety requirements of the 53 kilometer railway tunnel through the Alps between Italy and France, Proc. of the 33rd World Tunnelling Congress in Prague, 2007 [9] Nirasawa N.: The Soundness of the Longest Tunnel in the World. Maintenance in the Seikan Undersea Tunnel. Hokkaido University Proc., 1997 [10] Rehbock-Sander M., Gerdes, A.: Gotthard Base Tunnel: Work progress at the Five Construction Sections, Proc. of the 33rd World Tunnelling Congress in Prague, 2007 [11] Triclot J., Rettighieri M., Barla G.: Large deformations in squeezing ground in the Saint-Martin La Porte gallery along the Lyon-Turin Base Tunnel, Proc. of the 33rd World Tunnelling Congress in Prague, 2007 [12] Yamaji H.: The World’s Longest Terrestrial Railway Tunnel – Iwate-Ichinohe Tunnel on the Tohoku New Trunk Line, 2002 [13] Hilar M., Srb M.: Tunel Praha-Beroun a základní parametry obdobných projektů. Tunel 2/2008 [14] Hilar M.: Příprava a výstavba dlouhých železničních tunelů, Habilitační práce, FSv ČVUT v Praze, 2008

mimoúrovňově, protisměrná jízda vlaků v jednom tunelu je vyloučena. Ražba tunelů bude probíhat pomocí několika TBM, část tunelů bude ražena pomocí NRTM (tunely v oblasti pražských portálů, propojky, rozplety, šachty atd.). Obousměrné ražby pomocí TBM jsou předpokládány ze staveniště u obce Tachlovice přibližně uprostřed tunelu (obr. 10), kde bude zřízen přístupový tunel, šachta a montážní komory pro TBM. Projekt bude umožňovat i ražbu směrem od Berouna. Vzhledem k nedostatku prostoru v oblasti pražských portálů je realizace NRTM ražeb mezi rozplety a pražskými portály předpokládána z přístupového tunelu. ZÁVĚR Z příkladů tunelů uvedených v tomto článku je patrná rozmanitost řešení nejdelších světových železničních tunelů. Prakticky každý z uvedených tunelů je jedinečný, každý tunel představuje individuální řešení dle rozdílných podmínek staveb (např. geologické a hydrogeologické poměry či mocnost nadloží) a odlišBETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

ných požadavků na jejich provoz (např. návrhová rychlost či druh dopravy) a požadavků na bezpečnost (např. způsob řešení mimořádných událostí či požadovaná úroveň bezpečnosti). Připravovaný tunel Praha–Beroun svými parametry, tj. způsobem a dobou výstavby, délkou a cenou, přesahuje všechny zatím realizovné dopravní stavby v ČR. Svou jedinečností znamená velkou výzvu pro české tunelářské stavitelství a zároveň také příležitost posunout v následujícím desetiletí tento obor v ČR na úroveň umožňující podílet se na obdobných budoucích stavbách v Evropě i ve světě. Maximální pozornost a úsilí věnované přípravě projektu je podmínkou předpokládaného urychleného zahájení výstavby. Průběh vlastní výstavby bude odpovídat rozsahu a kvalitě přípravy a kontroly provádění. Zkušenosti z obdobných evropských projektů nám přitom mohou být velmi cenným podkladem. Autor děkuje za podporu výzkumných grantů GACR 205/08/0732 a VZ 03 CEZ MSM 6840770003. Doc. Ing. Matouš Hilar, Ph.D. D2 Consult Prague, s. r. o. tel.: 241 443 411, 604 862 686 e-mail: [email protected], www.d2-consult.cz Stavební fakulta ČVUT v Praze, Katedra geotechniky

Česká tunelářská asociace ITA-AITES pořádá

11. mezinárodní konferenci

PODZEMNÍ STAVBY PRAHA 2010 Termín: 14. až

16. 6. 2010

Místo: Clarion Congress, Hotel Prague Hlavní téma konference:

DOPRAVNÍ A MĚSTSKÉ TUNELY Registrace účastníků přes www.ita-aites.cz od 1. 11. 2009 Termín pro zaslání zpracovaných příspěvků: do 15. ledna 2010

Více na: 5/2009

www.ita-aites.cz 15

STAVEBNÍ

KONSTRUKCE STRUCTURES

TUNELOVÝ V PRAZE

KOMPLEX

BLANKA

NA

MĚSTSKÉM

OKRUHU

BLANKA TUNNEL COMPLEX AT THE CITY CIRCLE ROAD IN PRAGUE LUDVÍK ŠAJTAR, PAVEL ŠOUREK, JAN L. VÍTEK Největší podzemní stavbou budovanou v současné době v České republice je tunelový komplex Blanka v Praze. Tato rozsáhlá stavba realizovaná v rámci výstavby severozápadní části Městského okruhu má celkovou délku 6,382 km a délka samotné tunelové části dosahuje 5,5 km. Po svém zprovoznění doplní již provozovanou jihozápadní část okruhu délky cca 17 km s tunely Zlíchovským, Mrázovkou a Strahovským. The Blanka tunnel complex, currently under construction, belongs to the largest undergound structures in the Czech Republic. This extensive set of structures represents a northwestern part of the City Circle Road 6,382 km long. After opening, it will sustantially increase the length of already completed, 17 km long part of the City Circle, including the Zlichov, Mrazovka and Strahov tunnels. Budovaný úsek Městského okruhu (MO) hlavního města Prahy prochází urbanizovaným prostředím střední části města na hranici historického jádra a rovněž prostorem chráněné přírodní památky Královská obora. Již počátkem 90. let minulého století, kdy probíhaly studijní práce na trasování a následně výběr varianty vedení této části okruhu, bylo jasné, že převážnou část stavby bude třeba vést v tunelech, budovaných jednak z povrchu, ale z velké části i ražených, aby vliv výstavby a především pak provozu na vzniklé kapacitní komunikaci způsobil minimální zásah do svého okolí. Tak vznikl souvislý tunelový komplex Blanka zahrnující mezi křižovatkou Malovanka u severního portálu Strahovského tunelu a křižovatkou Troja u nového trojského mostu přes Vltavu tři na sebe plynule navazující tunelové úseky. V pořadí od již provozované západní časti MO jsou to (obr. 2): • Tunelový úsek Brusnice vede od severního portálu Strahovského tunelu ve stopě ulice Patočkovy nejdříve hloubenými tunely. Za křižovatkou s ulicí Myslbekova vstupuje trasa do ražené16

ho úseku, který končí před křižovatkou Prašný most, kde již pokračují opět tunely hloubené. Celková délka úseku je 1,4 km, z toho je 550 m ražených. • Tunelový úsek Dejvice začíná v mimoúrovňové křižovatce Prašný most a pokračuje v celé délce hloubenými tunely ve stopě třídy Milady Horákové až do místa budoucí mimoúrovňové křižovatky U Vorlíků. Celková délka úseku je 1 km.

hloubených tunelových trub je 6,56 km. Po zprovoznění tak vznikne nejdelší tunel v České republice, který překoná délku všech stávajících více než dvakrát. Pro obecnější přehled stojí za zmínku drobné vysvětlení, jak tato významná stavba přišla k názvu Blanka. V průběhu studijních prací a jejich vyhodnocování byla navržena řada variant označených velmi neadresnou kombinací písmen a číslic. Po snížení počtu posuzova-

1

Obr. 1 Situace variant severozápadní části Městského okruhu Fig. 1 Plan of the alternatives of the Northwestern part of the City Circle Road Obr. 2 Situace tunelového komplexu Blanka Fig. 2 Plan of the Tunnel Complex Blanka Obr. 3 Podélný řez úsekem Královská obora Fig. 3 Longitudinal section – part King‘s Deer park

• Tunelový úsek Královská obora pokračuje od křižovatky U Vorlíků nejdříve krátkým hloubeným úsekem na Letné, na který navazuje ražený úsek vedoucí směrem pod zástavbu, Stromovku (Královská obora), plavební kanál, Císařský ostrov, Vltavu a končí dalším hloubeným úsekem až k trojskému portálu. Celková délka úseku je 3,07 km, z toho je 2 231 m ražených. Délka celého tunelového komplexu je 5 483 m v severní tunelové troubě a 5 471 m v troubě jižní. Celková délka všech ražených tunelových trub dosahuje 5,54 km, celková délka všech

ných variant na tři bylo pro snazší identifikaci přistoupeno k jejich pojmenování dívčími jmény s počátečním písmenem shodným s počátečním písmenem pražské čtvrti, kterou byla trasa varianty vedena. Vznikly tak varianty Hana – Holešovice, Dana – Dejvice a Blanka – Bubeneč. SMĚROVÉ A SKLONOVÉ VEDENÍ Trasa komunikace je v celé délce vedena jako striktně směrově rozdělená se samostatným dvou až tří pruhovým tubusem v každém směru. Výškově trasa tunelů klesá v celé délce od křižovatky Malovanka až pod Vltavu, odkud stoupá k troj-


5/2009

STAVEBNÍ

skému portálu. Maximální podélný sklon dosahuje 5 %, na rampě až 8 %. Rozdíl nivelet mezi nejvyšším a nejnižším místem tunelu je 113,5 m. Nejmenší hodnota poloměru směrového oblouku hlavní trasy činí 330 m. Šířka jízdních pruhů v celém úseku je 3,5 m, výška průjezdného profilu 4,8 m. Návrhová rychlost je stanovena na 70 km/h. GEOLOGICKÉ POMĚRY Geologické podmínky celé stavby jsou poměrně složité a dosti proměnlivé. Trasa tunelů leží v tzv. pražské pánvi, dílčím sedimentačním prostoru rozsáhlého barrandienského synklinoria, v němž je skalní podloží tvořeno zvrásněným komplexem aleuropelitických břidlic, drob, pískov-

ců a křemenců ordovického stáří. Hlavní zastoupení mají vrstvy letenských břidlic monotónního i flyšového vývoje. V případě monotónního vývoje se jedná o písčité a prachovité břidlice jemně až hrubě slídnaté a tlustě deskovitě vrstevnaté s malou odolností proti zvětrávání. V případě flyšového vývoje se jedná o písčité a drobové břidlice s vložkami křemenců. Břidlice jsou hrubě slídnaté a tlustě deskovitě vrstevnaté. Křemence a pískovce tvoří cca 30 až 50 %. Flyšový vývoj letenského souvrství je proti zvětrání odolný a mocnost zvětrání dosahuje většinou menších hodnot okolo 3 m. Úsek v údolní nivě řeky Vltavy prochází nekvalitními jílovitoprachovitými břidlicemi a silně rozpukanými křemenci libeňského souvrství a písčitoprachovi-


tými břidlicemi souvrství dobrotivského. Mladší geologické útvary jsou zastoupeny kvartérními pokryvy. Nejrozšířenější jsou eolické sedimenty, překryté antropogenními sedimenty jako důsledek historické stavební činnosti. Zastoupeny jsou i sedimenty fluviální a místy i deluviální. Co do složení převládá písčitá hlína se štěrkem, tj. kameny a valouny různé velikosti a stavební suť. Mocnost kvartérních sedimentů dosahuje až 38 m, zpravidla však do 15 m. Podzemní voda sleduje převážně povrch skalního podloží a její hladina se pohybuje v rozmezí 8 až 20 m pod terénem. V prostoru podchodu Vltavy a přilehlých říčních teras jsou vrstvy pokryvů nasyceny v závislosti na výšce hladiny v řece.

2

3


5/2009

17

STAVEBNÍ


4 5

6

18

Maximální nadloží ražených tunelů je 44 m, minimální 8 m. Nejmenší nadloží pode dnem Vltavy činí 14,5 m. V obtížném úseku ražených tunelů pod zvodnělou říční terasou Vltavy byla v rámci podrobného geotechnického průzkumu vyražena průzkumná štola. Celková délka štoly dosáhla 2 150 m, v převážné délce je štola vedena v profilu budoucí jižní tunelové trouby. Pod Vltavou a v závěrečném úseku na úpatí svahu Letné, kde jsou zastiženy velmi komplikované geotechnické podmínky, byla průzkumná štola vyražena i v profilu budoucí severní tunelové trouby (obr. 9). Jedním z největších problémů při ražbě tunelů je zvodnělost horninového prostředí. Konečný přítok do celé průzkumné štoly se pohyboval okolo 65 l/s. Byla zaznamenána závislost mezi protékajícím množstvím vody ve Vltavě a přítokem podzemní vody do průzkumné štoly. TECHNICKÉ A KONSTRUKČNÍ ŘEŠENÍ Celý tunelový komplex Blanka se skládá z několika na sebe těsně navazujících tunelových úseků ražených i hloubených. S ohledem na požadavek sjednocení celé koncepce návrhu jsou veškeré tunely zatříděny do tří základních typů technického řešení – jednoho systému tunelů ražených a dvou systémů tunelů hloubených. Při návrhu technického řešení tunelů a zejména technologie ražeb se vycházelo ze zkušeností získaných při výstavbě tunelu Mrázovka, který byl budován v obdobných podmínkách s obdobnými technickými prostředky a mechanizmy. Veškeré ražené tunely jsou navrženy jako dvouplášťové, realizované pomocí technologie NRTM (Nová rakouská tunelovací metoda). Ostění, případně i mezilehlá izolace jsou uzavřené. Primární ostění je ze stříkaného betonu C20/25, vyztužené příhradovými rámy z betonářské výztuže, dále svařovanými ocelovými sítěmi a svorníky. Ražba probíhá s horizontálním členěním na kalotu, opěří a spodní klenbu ve dvoupruhových tunelech a s vertikálním členěním čelby u části tunelů třípruhových. Jako doplňující opatření jsou v kritických úsecích prováděny sanační injektáže, mikropilotové deštníky, úprava členění pobírání, případně kombinace uvedených úprav. Tloušťka primárního ostění se podle technologických tříd NRTM a velikosti výrubního profilu pohybuje od 200 do 350 mm. Výrubní profil dvoupruhového tunelu je 123,5 m2 a třípruhového 173,5 m2. BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

5/2009

STAVEBNÍ

Pro zajištění vodotěsnosti ražených tunelů v úseku pod Královskou oborou, s ohledem na nemožnost jejich gravitačního odvodnění trvalou drenáží, byl navržen hydroizolační systém sestávající z fóliové uzavřené izolace, vnějších spárových pásů a injektážně monitorovacího systému hadic umožňujících injektáž mezi vnější líc definitivního ostění a izolaci. Definitivní ostění ražených tunelů je navrženo jako uzavřené železobetonové monolitické z betonu třídy C30/37 a C20/25. Tloušťka definitivního ostění se v různých průřezech pohybuje od 450 do 600 mm. Jako výztuže je využito ocelových svařovaných sítí doplněných příložkami dle výsledků statických výpočtů. Do betonu horní klenby jsou použita polypropylenová (PP) vlákna jako ochrana proti počátečnímu smršťování a především proti vlivu požáru na ztrátu únosnosti, resp. odprýskávání betonu krycí vrstvy výztuže. V raženém úseku tunelu Brusnice, kde doposud nebyly práce započaty, se opět předpokládá využití uzavřeného hydroizolačního systému, avšak bez membránové izolace. Jako hydroizolační bariéra je zde oproti DZS uvažována konstrukce definitivního ostění z vodonepropustného betonu. Vodotěsnost zajistí kombinace vyztuženého betonu navrženého na šířku trhlin a prvků pro těsnění pracovních a dilatačních spár. Úseky hloubených tunelů jsou podle jejich technického řešení rozděleny na tunely klasického typu a tunely realizované čelním odtěžováním tzv. modifikovanou milánskou metodou. Hloubené tunely klasické jsou navrženy vždy do otevřené stavební jámy zajištěné buď podzemními, záporovými, štětovými nebo mikropilotovými stěnami, případně svahováním nebo kotvenou skalní stěnou. Konstrukce tunelu jsou navrženy z betonu třídy C30/37 a C25/30 a výztuž je volná vázaná. Do konstrukcí stěn a stropu, případně horní klenby jsou rovněž navržena PP vlákna. Tento typ konstrukcí je využíván převážně v místech se složitou prostorovou dispozicí (rozplety, technologická centra, podzemní garáže, dostatek prostoru). Vodotěsná izolace těchto částí je na bázi bentonitových rohoží a kompozitů, vždy s doplňujícími prvky pro dotěsnění dilatačních a pracovních spár. Hloubené tunely realizované čelním odtěžováním jsou navrženy v místech s velmi stísněnými prostorovými podmín-


7 8

Obr. 4 Vizualizace mimoúrovňové křižovatky Malovanka Fig. 4 Crossing Malovanka – visualization Obr. 5 Vizualizace parku nad tunelovým úsekem Brusnice Fig. 5 Tunnels Brusnice – visualization Obr. 6 Vizualizace křižovatky Prašný most Fig. 6 Crossing Prašný most – visualization

9 10

Obr. 7 Axonometrie automobilových tunelů a konstrukcí metra ve stanici Hradčanská Fig. 7 Scheme of the automobile tunnels and underground tunnels – station Hradčanská Obr. 8 Vizualizace ramp v křižovatce U Vorlíků na Letné Fig. 8 Crossing „U Vorliku“ – ramps visualization Obr. 9 Příčný řez raženým tunelem Královská obora ve Stromovce Fig. 9 Cross-section of the mined tunnel in King‘s Deer park Obr. 10 Vizualizace interiéru tunelu Fig. 10 Interior of the triple lane tunnel – visualization BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

5/2009

19

STAVEBNÍ


kami a v místech s nutností minimalizace časového omezení provozu na povrchu. Postup výstavby spočívá ve vytvoření podzemních konstrukčních monolitických stěn z povrchu, případně ze zajištěného předkopu stavební jámy. Na srovnaném povrchu dna stavební jámy je vybetonována definitivní nosná konstrukce stropu (uložená na hlavy podzemních stěn), která se po zatvrdnutí opět zasype. Na povrchu se tak mohou provést finální úpravy a obnovit provoz. Odtěže11

20

ní vlastního profilu tunelu se provádí až po dokončení celého úseku těchto tunelů čelně z navazující jámy klasických tunelů, nebo od křižovatkových ramp. Ražba se provádí pod ochranou stropu a stěn. Konstrukce tunelu jsou opět z betonu třídy C30/37 a C25/30 s přidáním PP vláken do stropní desky. Hydroizolace tunelu je zajištěna vodonepropustným betonem nosných konstrukcí a ostění doplněných prvky pro těsnost dilatačních a pracovních spár.

V celé délce tunelového komplexu Blanka je mnoho technicky i stavebně zajímavých a náročných úseků. Ty nejzajímavější, případně nejkomplikovanější z nich jsou popsány dále. Prvním složitým úsekem je hned portálová část tunelu navazujícího na křižovatku Malovanka. Celý objekt hloubených tunelů se dvěma přidanými křižovatkovými rampami tvoří železobetonový monolit. Jeho součástí jsou i technologické prostory, umístěné mezi tunelové trouby. Základní problematikou návrhu této části tunelu bylo kromě postupu výstavby ve vztahu na provoz na povrchu v ulici Patočkova, rozčlenění do dilatačních celků prostorově a dispozičně velmi komplikovaného objektu půdorysných rozměrů cca 120 x 100 m. Ztížené podmínky pro návrh a výstavbu jsou dále v brusnickém úseku ražených tunelů. Části profilu třípruhových trub budou raženy ve vrstvách kvartérních pokryvů tvořených převážně eolickými sedimenty. Jako doplňující opatření jsou zde pro ražbu navrženy radiální sloupy tryskové a tlakové injektáže prováděné nad horní klenbou tunelu v předstihu z předvýrubu kaloty tunelu. Do rozsáhlé otevřené stavební jámy v křižovatce Prašný most jsou společně umístěny i křižovatkové rampy, technologické centrum a podzemní garáže se 463 stáními. Především koordinace činností na jednotlivých částech objektu spolu se zachováním povrchové dopravy, včetně tramvají a umožnění přístupu do navazujících tunelů ražených, představuje velmi náročný úkol a přináší speciální požadavky na železobetonové konstrukce objektu. Dalším náročným úsekem je průchod hloubených tunelů dejvického tunelového úseku mezi vestibulem stanice metra Hradčanská a kolejištěm nádraží ČD Praha-Dejvice. Pro výstavbu hloubených tunelů systémem čelního odtěžování bude severní část vestibulu ubourána a po jejich realizaci opět obnovena, spolu s výstavbou nového podchodu pod dráhou ČD do ulice Dejvická. Problematika koordinace výstavby s provozem je rovněž v úseku celé délky hloubených tunelů úseku Dejvice. Trasa je umístěna převážně v prostoru třídy Milady Horákové, která je v podstatě jedinou propojovací trasou mezi východní a západní částí města v celém jeho severním segmentu. Pro zkrácení povr-


5/2009

STAVEBNÍ

chových záborů bylo využito technologie hloubených tunelů čelním odtěžováním pod ochranou trvalých nosných konstrukcí stropů a stěn. I přesto bylo z prostorověčasových důvodů (výluky dopravy a přeložky inženýrských sítí) nutné rozčlenit výstavbu nosných konstrukcí v podélném směru do pracovních úseků bez rozvinutí proudové metody a ještě více tak zmenšit plochy dočasných záborů. Výjimečné je v tomto úseku rovněž nadloží nad stropní konstrukcí dosahující cca 7 m. Z důvodů uložení kanalizačního sběrače na strop (vede šikmo přes tunely) zde nebylo možné využít klenbových konstrukcí zastropení, a tak vodorovná stropní deska přenáší celou výšku nadloží. Proto bylo pro zpětné zásypy využito zeminy zlepšené přidáním 3 % vápna. Tím je dosaženo jednak snížení sedání a zároveň i lepšího statického působení tunelového ostění. Dalším významným prvkem tunelového komplexu je portálová část hloubených tunelů na Letné. Do otevřené stavební jámy s hloubkou až cca 25 m jsou kromě podzemní křižovatky, vlastních tunelových trub a podzemního technologického centra umístěny podzemní

garáže s 863 parkovacími místy. Výstavba a technické řešení podzemního objektu o sedmi podlažích bude podřízeno potřebě přístupu k raženým tunelům pod Stromovkou. Samostatným problémem této části je zastropení čtyř rozpletových úseků, kde se průběžný třípruhový, resp. dvoupruhový tunel rozšiřuje o dvoupruhové odpojovací, resp. připojovací rampy mimoúrovňové křižovatky U Vorlíků. Největší rozpětí, které musí stropní konstrukce překonat, dosahuje 26,2 m. Výška Obr. 11 Letecký snímek staveniště Letná Fig. 11 Aerial view of the site Letna


zemního zásypu nad stropní konstrukcí se pohybuje okolo 6 až 8 m. Na přenos vznikajících extrémních ohybových momentů je proto navržen monolitický dodatečně předpínaný strop tunelu. Ve stavební jámě na Letné začínají ražené tunely (úsek Královská obora) vedoucí od portálu u stadionu AC Sparta a končící přibližně u Trojského jezu na druhém břehu Vltavy. Největší komplikace při výstavbě těchto ražených tunelů se očekávaly v úseku o délce cca

12

Obr. 12 Vizualizace zakrytí povrchového úseku na Praze 8 Fig. 12 Cover of the tunnels in Prague 8 – visualization Obr. 13 Letecký snímek staveniště Troja Fig. 13 Aerial view of the site Troja

13


5/2009

21

STAVEBNÍ


160 m od úpatí svahu Letné do Stromovky, v blízkosti historické budovy Šlechtovy restaurace. Obě tunelové trouby zde procházejí místem s nejnižším nadložím na rozhraní vrstev nekvalitních libeňských břidlic a řevnických křemenců. Nejmenší výška skalního nadloží zde činí cca 1 m. Nad tímto nadložím se nacházejí saturované štěrkopísky s mocností cca 11 m, proto byla v tomto úseku provedena z průzkumné štoly i z povrchu trysková a tlaková horninová injektáž pomo14

15

16

22

cí systému radiálních vějířů pro zlepšení pevnostních a přetvárných vlastností nadloží. Samotná ražba je v těchto místech prováděna pod ochranou mikropilotových deštníků a se členěním výrubu. I přes tato opatření bohužel došlo v loňském roce k výjimečné události spočívajícím v porušení stability sanovaného horninového masivu a následně v provalení zvodnělých sedimentů vltavské terasy do tunelu. Současně s tím se extrémně zvýšil přítok vody a bahna do tunelu.

Významný je i podchod řeky Vltavy raženými tunely. V Praze jde v pořadí již o čtvrtou tunelovou trasu (metro A, B a C) vyraženou pod korytem řeky. V tomto případě však je dosaženo největšího výrubního profilu (cca 120 m2), při minimálním nadloží pode dnem 14,5 m. K zajištění požárního a provozního větrání převážné části ražených tunelů úseku Královská obora je pod obytnou zástavbou na Letné navržen složitý komplex podzemních technologických objektů. Největším objektem je strojovna vzduchotechniky, která je umístěna paralelně s trasou tunelů v osové vzdálenosti od severní tunelové trouby cca 85 m. Plocha výrubu činí téměř 300 m2, délka 125 m. Při její ražbě v letenských břidlicích s výškou skalního nadloží 25 m bude použito vertikálního členění výrubu. Do objektu strojovny vzduchotechniky jsou zaústěny vzduchotechnické kanály zajišťující přívod i odvod vzduchu. Na jižním konci strojovny se napojuje tunel přivádějící čerstvý vzduch do severní tunelové trouby a sloužící zároveň jako dopravní cesta pro zavážení i následné výměny technologických zařízení ve strojovně. Na severním konci na strojovnu navazuje tunel přivádějící čerstvý vzduch přes propojku do jižní tunelové trouby. Do středu strojovny je zaústěn tunel odvádějící znečištěný vzduch z obou tunelových trub. Tento složitý podzemní uzel zde bylo možné navrhnout jen díky velmi příznivým geologickým podmínkám. Výsledky matematického modelování (MKP) potvrdily reálnost navrženého řešení a poskytly informace o předpokládaných velikostech deformací na povrchu, které by neměly překročit 35 mm. Poslední částí tunelového komplexu Blanka je hloubený úsek na trojském břehu. Tunely zde budou budovány v otevřených stavebních jámách, které jsou paženy do úrovně skalní báze podzemními nebo štětovými stěnami kotvenými v několika úrovních, a níže potom kotvenými skalními stěnami. Jedním z kritérií návrhu byl vliv povodňového stavu v řece na možnost vyplavání tunelového tubusu. Po vymodelování propustnosti protipovodňového valu, včetně hydraulického odporu a piezometrické výšky, a následném posouzení konstrukce tunelu byla tato možnost vyloučena.


5/2009

STAVEBNÍ

VYBAVENÍ TUNELŮ Technologické a bezpečnostní vybavení tunelového komplexu Blanka splňuje a v mnoha případech překračuje minimální bezpečnostní požadavky stanovené evropskou směrnicí vydanou v roce 2004. Skutečnost, že všechny pražské automobilové tunely jsou řízeny a ovládány ze dvou dispečerských pracovišť, jedno pro řízení dopravy a druhé pro sledování a řízení technologického vybavení, podmínila vybavení tunelového komplexu Blanka odpovídajícím monitorovacím, řídícím a bezpečnostním systémem, kompatibilním s ostatními tunely. Velký význam celého úseku tunelu z hlediska dopravy v Praze a předpokládaná vysoká intenzita provozu stanovily požadavky na vysokou spolehlivost navržených technologických systémů s minimálními nároky na údržbu, včetně minimalizace provozních nákladů a to zejména nákladů na elektrickou energii. Spotřebu elektrické energie ovlivňuje zejména systém osvětlení a větrání. Z tohoto důvodu byla věnována velká pozornost právě návrhu systému větrání. Provozní systém větrání v tunelovém komplexu Blanka využívá pístového efektu projíždějících vozidel a kombinuje principy polopříčného a podélného větrání s lokálním odvodem nebo přívodem vzduchu v jednosměrném tunelu. Za běžného provozu je vzduch do tunelu přiváděn převážně vjezdovými portály v kombinaci s lokálními přívody po délce tunelu. Znečištěný vzduch je nuceně odváděn čtyřmi příčně napojenými strojovnami tak, aby byl v co nejvyšší míře omezen výnos z výjezdových portálů. Pro odvod tepla a kouře při požáru je v ražených úsecích navržen nucený odvod polopříčného systému uzavíratelných otvorů v klenbě tunelu, umístěných po cca 80 m. V hloubených úsecích jsou kouř a teplo nuceně odváděny lokálními strojovnami nebo pomocí proudových ventilátorů portály. SOUČASNÝ STAV VÝSTAVBY Z hlediska formálního členění je budovaná severozápadní část Městského okruhu rozdělena na šest staveb (tab. 1). Pro celkovou koordinaci při výstavbě byla projektanty zpracována rozsáhlá dokumentace řešící postup realizace od jednotlivých přeložek inženýrských sítí, přes výluky dopravy až po dílčí fáze výstavby a zkušební provoz.

Obr. 14 Pohled na výstavbu tunelů MMM na Hradčanské Fig. 14 Construction of cut and cover tunnels MMM in Hradcanska Obr. 15 Pohled na výstavbu hloubených tunelů na Letné Fig. 15 Construction of cut and cover tunnels in Letna Obr. 16 Pohled na výstavbu hloubených tunelů Troja Fig. 16 Construction of cut and cover tunnels in Troja


Tab. 1 Členění budované severozápadní části Městského okruhu Tab. 1 Construction sites of the northwestern part of the City Circle Road Označení stavby 0065 SAT 2A 0065 SAT 2B 9515 MYPRA 0080 PRAŠ 0079 ŠPELC 0012

Místo stavby Strahovský automobilový tunel, stavba 2A Strahovský automobilový tunel, stavba 2B Městský okruh v úseku Myslbekova-Prašný most Městský okruh v úseku Prašný most-Špejchar Městský okruh v úseku Špejchar-Pelc Tyrolka Protipovodňová opatření, etapa 0007 Troja

17

Obr. 17 Pohled na výstavbu definitivního ostění raženého tunelu Královská obora Fig. 17 Construction of final lining in mined tunnels King’s Deer park Tab. 2 Aktuální stav výstavby tunelového komplexu Blanka Tab. 2 Contemporary state of construction of the Blanka Tunnel Complex Staveniště Troja

Stavební objekty ražené tunely pod Královskou oborou

Počátek prací ražby od července 2007

hloubené tunely Troja

výstavba od září 2007

ražené tunely pod Královskou oborou hloubené tunely Letná (klasické) hloubené tunely Letná (MMM)

ražby od července 2009

Hradčanská

hloubené tunely Dejvice (MMM)

výstavba od října 2008

Prašný most Myslbekova

hloubené tunely Prašný most hloubené tunely Myslbekova hloubené tunely Patočkova ražené tunely Brusnice

Malovanka

hloubené tunely

výstavba od června 2009 výstavba od prosince 2008 výstavba od července 2009 předpoklad počátku ražeb říjen 2010 výstavba od dubna 2005

Letná


5/2009

výstavba od února 2008 výstavba od července 2007

Současný stav vyraženo cca 1265 m severního a 1235 m plného profilu dvoupruhových tunelů, dokončeno definitivní ostění celého profilu JTT na cca 53 sekcích (633 m), započaty práce na definitivním ostění STT provedeno cca 310 m plného profilu – 7 dilatací rámové dispozice a 138 m klenbového tunelu – 4 dilatace vyraženo cca 50 m severního třípruhového tunelu dokončeno cca 250 m plného profilu – 11 dilatací a 6 dilatací ramp dokončeny stěny a strop u 4 dilatací v délce cca 125 m, pod stropem vyraženo cca 55 m STT dokončeny stěny a strop 7 dilatací v délce 142 m, odtěžování pod stropem doposud nezačalo

dokončeny cca 3/4

23

STAVEBNÍ


Výstavba celého úseku byla rozdělena přibližně do dvaceti základních, navzájem časově a prostorově provázaných etap. Cílem rozdělení do dílčích etap byla především možnost zachování maximálního komfortu pro projíždějící dopravu a zachování dostupnosti MHD. Koordinační dokumentace je neustále aktualizována na základě vyvstalých skutečností a nových potřeb účastníků výstavby. Již od počátku výstavby dochází bohužel k výrazným změnám v časových souvislostech mezi jednotlivými dílčími úseky, způsobenými zejména komplikacemi s uvolňováním ploch pro výstavbu a se zdržováním vydávání jednotlivých správních rozhodnutí povolujících výstavbu. Tato skutečnost je zapříčiněna nedotažeností české legislativy umožňující rádoby ekologům a spekulantům velmi široký prostor pro jejich obecně neprospěšné jednání. Dalším důvodem změn jsou potom stále nové požadavky správců sítí, dopravního podniku, TSK, SŽDC a ČD, ale i od jednotlivých městských částí. Všechny tyto skutečnosti vedou k neustále novým požadavkům na zpracovávané realizační dokumentace, mají dopad do časového harmonogramu prací a v neposlední řadě i do celkové ceny za dílo. Vlastní realizace tunelů probíhá ze šesti hlavních a několika dílčích stavenišť umístěných po délce trasy. Hlavní staveniště jsou: Troja, Letná, Hradčanská, Prašný most, Myslbekova a Malovanka. V současné době probíhá výstavba na převážné délce tunelů (tab. 2). V rámci výstavby tunelového komplexu jsou budovány i další navazující dopravní stavby, např. nový most přes železniční trať ve Svatovítské ulici, nový most přes Vltavu v Troji, dočasná zastávka ČD Gymnazijní, bude zrekonstruován vestibul stanice metra Hradčanská spolu s novým podchodem pod tratí ČD a rovněž povrchový úsek MO mezi novým Trojským mostem a mostem Barikádníků. Zcela nově je navíc uvažováno s částečným zakrytím tohoto povrchového úseku cca 300 m dlouhým přesypaným tunelem pro snížení bariérového efektu nové komunikace a pro vhodnější začlenění do navazujícího rekreačně sportovního území (obr. 12). Nedílnou součástí výstavby ražených tunelů je geotechnický monitoring. V případě tunelového komplexu Blanka je ovšem množství typů měření a jejich 24

odečtů hodnot, ovlivněných objektů, měřících profilů, sledovacích zařízení atd. nesrovnatelné s žádnou doposud realizovanou stavbou v České republice. Celkem se předpokládá provádění dvaceti šesti druhů základních typů měření určených pro bezpečný postup výstavby, návazné kroky observační metody a rovněž pro zkušební provoz tunelu. ZÁVĚR Rozsah celé stavby je unikátní a lze ho srovnat snad pouze s výstavbou pražského metra v 60. až 80. letech minulého století. Tomu odpovídá i délka přípravy stavby, množství vyvolaných investic, počty přeložek inženýrských sítí, výluky a omezení dopravy včetně MHD a vůbec koordinace a organizace celé výstavby. Ukládání betonové směsi v tunelovém komplexu Blanka je v podstatě neustálý proces zaměstnávající několik pražských betonáren. Z pohledu čistě betonářského dojde v průběhu výstavby k uložení více než 1 miliónu m3 betonu, na který jsou kladeny různé nároky. Od stříkaného betonu primárního ostění, kde je požadován především rychlý nárůst pevnosti, přes masivní betonové konstrukce s omezováním vlivu hydratačního tepla, využití betonů s PP vlákny, samozhutnitelné betony, pohledové betony architektonických prvků až po vodonepropustné betony definitivních nosných konstrukcí tunelů systému MMM. Jednotlivé dílčí požadavky s až protichůdnými dopady na zpracovatelnost jsou navíc často kombinovány, což znamená velmi nelehký úkol pro technologickou přípravu. Po dokončení celého komplexu tunelů, plánovaném na konec roku 2011, vč. povrchového úseku Troja spolu s novým Trojským mostem dojde ke značnému zlepšení životního prostředí nejen v bezprostředním okolí stavby, v oblasti na hranicích historického centra Prahy zapsaného na seznam kulturního a historického dědictví UNESCO. Dnes je tento prostor neúměrně zatěžován průjezdnou dopravou se všemi ekologickými, ale i kapacitními důsledky. Zároveň dojde k dalšímu rozšíření pro život města nezbytně důležitých hlavních automobilových komunikací, v souladu s předpoklady stanovenými v platném územním plánu hlavního města Prahy. Severozápadní úsek Městského okruhu s tunelovým komplexem Blanka není poslední chybějící částí ochranné komu-

nikační obálky centrální Prahy. V přípravě je ještě zbývající východní část se souborem staveb MO v úseku Pelc Tyrolka–Balabenka, Balabenka–Štěrboholská radiála a s Libeňskou spojkou. Délka zbývající části MO je 8,8 km, délka Libeňské spojky je 1,4 km. Z této délky je předpokládáno vedení trasy v ražených a hloubených tunelech v celkové délce přes 5 km. Stav přípravy se v současné době nachází ve fázi procesu posuzování vlivu záměrů na životní prostředí EIA. Investor Projektant tunelového komplexu Koordinátor celého souboru staveb, projektant technologie Zhotovitel Dodavatel technologie Celkové investiční náklady stavby Realizace

Hlavní město Praha Satra, spol. s r. o., PUDIS, a. s., Metroprojekt, a. s. Satra, spol. s r. o. Metrostav, a. s., v části Eurovia CS, a. s. ČKD DIZ Praha, a. s. cca 29 mld. Kč 2005 až 2011

Literatura: [1] Šourek P. a kol.: Tunelový komplex Blanka – mimořádná stavba nového století, Tunel 3/2007, ČTuK [2] Barták J., Šourek P. a kol.: Podzemní stavitelství v České republice (ISBN 978-80-239-8568-9), Satra 5/2006 [3] Sborník semináře Pražské okruhy – stavby z betonu, ČBS ČSSI 09/2009

Ing. Ludvík Šajtar tel.: 296 337 110 e-mail: [email protected] Ing. Pavel Šourek tel.: 296 337 149 e-mail: [email protected] oba: Satra, spol. s r. o. Sokolská 32, 120 00 Praha 2 fax: 296 337 100, www.satra.cz Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc. Metrostav, a. s. Koželužská 2246, 180 00 Praha 8 tel.: 266 709 317, fax: 266 709 193 e-mail: [email protected] www.metrostav.cz


5/2009

STAVEBNÍ


RECENZE Tunely – ražba a primární ostění

V kapitole 12 jsou vysvětleny principy chování a používání kotvení a hlavní zásady návrhu jednotlivých typů kotev. Kapitola 13 je věnována stříkanéDvojjazyčná publikace vychází z rukopisů a podkladů, které pro mu betonu, jeho aplikacím v podzemním stavitelpřipravovanou knihu o tunelech a podzemních konstrukcích shroství a kapitola 14 popisuje principy používání stříkamáždil profesor Hudec. Je zde uveden přehled postupného vývoIskop i primarna podgrada ného drátkobetonu. je metodologie podzemních konstrukcí, v němž se výklad zastaV kapitole 15 je zaměřena pozornost na důležité vuje u jednotlivých hlavních postupů používaných při konvenčaspekty vlivu vysokých teplot při požárech na betoExcavation and primary support ních metodách ražby. Vysvětluje důležité principy, z nichž vycházenové ostění a je zdůrazněn význam všech stavebjí používané metody, jež jsou detailně popsány spolu s prvky různích bezpečnostních opatření pro snížení pravděponých typů primární obezdívky. Po smrti profesora Hudce byl záběr dobnosti vzniku a rozsahu následků požáru v tuneknihy ještě rozšířen o nové postupy odpovídající novým přístupům lu. 16. kapitola popisuje typy a užití ocelových klenk výstavbě tunelů a dalších podzemních konstrukcí. bových výztuží v ostění tunelů. V první, úvodní kapitole jsou vysvětleny rozdíly mezi moderními V závěru knihy je uvedena bohatá zdrojová litea starými metodami ražby a vystrojovaní tunelů. Je upozorněno ratura. Kniha je vydávána v dvojjazyčné podobě – na základní rozdíly mezi konvenčními a mechanizovanými metodachorvatsky a anglicky. mi tunelovaní, které se zejména v poslední době rychle rozšiřují. Pro další vydání knihy její autoři připravují rozšíření Historií tunelování se zabývá druhá kapitola. Jsou zde popsány o kapitoly zabývající se ražbou a vyztužením tunelů v nesoudržných a nestaa vysvětleny čtyři příklady významných historických podzemních konstrukcí. bilních horninách, měřením a dlouhodobým sledováním posunů bodů příčV dalších kapitolách je popsán vývoj jednotlivých konvenčních metod ražby, ného řezu tunelů, zajišťováním vodonepropustnosti tunelového ostění, detaikteré vycházejí z postupů a zkušeností získávaných postupným zdokonalovály vhodné drenáže tunelů, konstrukcí vnitřního tunelového ostění a větráním ním metod užívaných v hornictví. v tunelech. Vývoj a využití konvenční tunelovací metody, která je v Evropě známá pod Zvonimir Sever, M.Eng. CE, PE názvem Nová rakouská tunelovací metoda, jsou popsány v osmé kapitoZáhřeb, květen 2009 le. (Pro tuto metodu se v různých částech světa používají různé názvy, které jsou zde uvedeny.) Kapitoly 9 a 10 vysvětlují zákony, které určují chování skalního masivu Název publikace: Tuneli – Iskop i primarna podgrada / Tunnels – Excavation a popisují analýzu rozdělení napětí v masivu po otevření ražby. Přístup je and primary support vysvětlen pomocí vztahů vhodných pro rychlou analýzu a definici stavu napěAutoři: Mladen Hudec, Davorin Količ, Svjetlan Hudec tí v hlavních směrech. Po definici stavu napětí při otevření ražby je v další kapiVydalo: HUBITG – Croatian Society for Concrete Engineering and Constructitole věnována pozornost předpovědi možných poruchových oblastí v koruon Technology, Zagreb 2009, www.hubitg.com ně klenby tunelu. Počet stran: 198 + 198 (chorvatsky + anglicky) Mladen HUDEC, Davorin KOLIĆ, Svjetlan HUDEC

TUNELI

TUNNELS


5/2009

25

STAVEBNÍ


HLOUBENÉ

TUNELY LETNÁ – ČELNĚ ODTĚŽOVANÉ TUNELY LETNÁ CUT-AND-COVER TUNNELS PETR JELÍNEK, JOSEF RICHTR Součástí tunelového komplexu Blanka na Městském okruhu (MO) v Praze je i stavba 0079 Špejchar–Pelc Tyrolka, hloubené tunely Letná, dilatace D1 – D11. The Blanka tunnel system of the City Ring Roud in Prague includes Project 0079 Špejchar – Pelc Tyrolka, Letná cut-andcover tunnels, expansion D1 – D11. POPIS STAVBY Jedná se o 350 m dlouhý úsek hloubených tunelů Letná budovaný metodou čelního odtěžování, tzv. modifikovanou milánskou metodou. Tato metoda umožňující minimalizovat dobu omezení provozu na povrchu byla v projektu navržena, protože celý úsek zasahuje do trasy důležité pražské dopravní tepny – ulice Milady Horákové. Začátek úseku navazuje na stavební soubor tunelů budovaných klasickým způsobem ve stavební jámě Letná zhruba v úrovni stávající křižovatky U Vorlíků a jeho konec je mezi křižovatkou Na Špejcharu a stanicí metra Hradčanská, kde pokračuje shodný typ tunelu v návazné stavbě MO 0080 Prašný most-Špejchar. Technické řešení Obě tunelové trouby, severní a jižní (STT a JTT), jsou realizovány se společnou střední stěnou současně. Podélně jsou tunely rozděleny na dilatační díly o standardní délce 42 m. V příčném řezu je tubus tunelu tvořen spodní rozpěrnou železobetonovou deskou tloušťky 650 mm, podzemními stěnami tloušťky 800 mm vetknutými do podloží (skalního, nebo pokryvného) a stropní železobetonovou deskou (obr. 1). Tloušťka

1

26

stropní desky je 1 250 mm, s náběhy 500 mm na délku 3 m od stěn. Protože tato metoda neumožňuje použití klasické plášťové hydroizolace, jsou konstrukce ostění tunelu navrženy z vodonepropustného betonu. Do všech dilatačních i pracovních spár jsou vkládány těsnicí prvky, a to vždy dvou až třínásobné jištění do každého typu spáry tak, aby byla zajištěna vícenásobná ochrana. Použité těsnicí prvky jsou zejména spárové těsnicí pásy z PVC, polymerové bobtnavé pásky, těsnicí plechy, bentonitové rohože, krystalizační nátěry aj. Veškeré železobetonové konstrukce jsou prováděny z vodonepropustného betonu třídy C30/37 (stěny a strop), resp. C25/30 (spodní rozpěrná deska). Maximální povolený průsak do betonu je 50 mm, max. povolená šířka trhliny je 0,3 mm. Z důvodu zajištění požární odolnosti (REI 180) jsou do betonu stropní desky přidávána polypropylenová vlákna v množství 2 kg/m2. REALIZACE Hlavní dosavadní činností subdodavatele byla výstavba železobetonových desek, budoucích stropů tunelů. V souladu s dopravně-inženýrským opatřením a technickými možnostmi při překládání inženýrských sítí je výstavba úseku rozdělena na tři etapy, přičemž následující etapa může být zahájena po dokončení, tedy zasypání stavební jámy úseku předešlého tak, aby zde bylo možno provést definitivní přeložky inženýrských sítí a vozovkové a tramvajové svršky. V současné době jsou dokončeny první dvě etapy, což vytváří předpoklad pro obnovu dopravy od křižovatky U Vorlíků až po křižovatku Na Špejcharu, tedy v úseku délky 290 m.

Realizace první etapy Po přeložení veškerých inženýrských sítí z prostoru budoucí stavební jámy bylo provedeno klasické záporové pažení z válcovaných profilů I 330 a dřevěných pažin. Pažení bylo za současného odtěžování zajištěno dvěma až třemi úrovněmi zemních kotev přes ocelové převázky (obr. 2). Ze dna stavební jámy, které je v úrovni spodního líce stropu budoucího tunelu, byly realizovány podzemní konstrukční stěny – budoucí definitivní stěny tunelu. Protože se v těchto místech vyskytují skalní horniny, byla zde pro odtěžování místo klasického drapáku použita hydrofréza. Betonáž podzemních stěn probíhala do vytěžené rýhy zapažené bentonitovou suspenzí po lamelách šířky 2,8 až 7,2 m. Na stěny navázala realizace stropních desek, která byla zahájena opracováním korun podzemních stěn a provedení štěrkopískové podkladní vrstvy. Na ni byl položen podkladní beton do tvaru budoucího podhledu tunelu, který vytvořil ztracené bednění. Na podkladní beton byla natažena separační folie z PE s nakašírovanou geotextilií. Dále byly osazeny těsnicí prvky do pracovní spáry mezi milánskou stěnou a horní deskou, proveden krystalizační nátěr a osazen dvojitý bobtnavý polymerový pásek. Ten se osazuje pomocí expanzního tmelu na předem vyfrézovanou plochu na koruně podzemní stěny. Poté byla provedena montáž betonářské výztuže, bednění boků a čela betonážního taktu stropu. Každá dilatace se skládá ze dvou betonážních taktů. Vlastní betonáž o typické kubatuře cca 900 m3 probíhala ve dvou vrstvách s prodlevou 48 h, s ohledem na eliminaci vzniku smršťovacích trhlin vlivem hydratačního tepla (obr. 3).

2 BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

5/2009

STAVEBNÍ


3a

V režimu proudové výstavby se jeden betonážní takt stropu tunelu (21 m) včetně podkladního betonu prováděl za 10 dnů. Do pracovních spár byly vkládány těsnicí pásy z PVC šířky 200 mm (obr. 4), které byly napojovány na svislé těsnicí pásy podzemních stěn. Dalším těsnicím prvkem pracovní spáry je bobtnavý pás, který byl lepen na vybetonované čelo postupu. Dilatační spára byla kromě spárových pásů v horní části ještě dotěsňována vložením bentonitových rohoží. Po dotěsnění vnější spáry těsnicím tmelem a vyplnění prostoru mezi stěnou záporového pažení a hranou stropní desky do výše jejího horního líce výplňovým betonem, byl proveden zpětný zásyp zeminou zlepšenou příměsí 3% vápna. ZÁVĚR Odtěžování vlastních tunelů, tedy všechny činnosti související s vytěžením prostoru pod stropem, realizací železobetonových konstrukcí spodní rozpěrné desky včetně technických chodeb, betonů pod vozovku a další práce v prostoru tunelu, bude probíhat nezávisle na stavu na površích, kde se již může normálně provozovat automobilová i tramvajová doprava. Těžba prvního takového úseku v severní tunelové troubě o délce 140 metrů právě probíhá a práce na železobetonových konstrukcích spodní rozpěrné desky budou zahájeny v říjnu.

Hlavní město Praha, OMI MHMP SATRA, spol. s r. o. Metrostav, a. s. Sdružení SSŽ-SMP-MO Podzhotovitel Eurovia CS, a. s., a SMP CZ, a. s. Investor Projektant Zhotovitel

3b

Petr Jelínek Josef Richtr oba: SMP CZ, a. s. Evropská 1692/37, 160 41 Praha 6

Obr. 1 Příčný řez hloubenými tunely na Letné Fig. 1 Cross-section of the cut-and-cover tunnels at Letná Obr. 2 Postup výstavby hloubených tunelů na Letné Fig. 2 Progress of the construction of the cut-and-cover tunnels at Letná Obr. 3 Betonáž stropní desky, a) celkový pohled na oblast křižovatky Na Špejcharu, b) detail úpravy povrchu betonu stropní desky Fig. 3 Ceiling slab concreting, a) an overall view of the Na Špejcharu intersection area, b) close-up of the finish of the concrete slab surface Obr. 4 Detail těsnění pracovní spáry stropní desky a stěny tunelu Fig. 4 Close-up of the sealing of the construction joint between the ceiling slab and tunnel wall


5/2009

4

27

STAVEBNÍ


KRÁLOVOPOLSKÉ

TUNELY V BRNĚ TUNNELS IN KRÁLOVO POLE, BRNO JOSEF BAČA Příspěvek se zabývá významným dopravně-inženýrským dílem v městě Brně. Na Velkém městském okruhu (VMO) vzniká kapacitní komunikace, která je pod ulicí Dobrovského svedena do tunelu. Dvě tunelové trouby jsou vedeny 5 až 20 m pod povrchem, který je zastavěn městskou zástavbou. To si vyžádalo zvláštní opatření pro stabilizaci primární1

2

ho ostění pomocí kotev a tryskové injektáže. Primární ostění je z vyztuženého stříkaného betonu. Sekundární ostění bude železobetonové a práce na něm se v čase vydání příspěvku právě zahajují. This paper introduces a major transport engineering work in the town of Brno. A busy road, which is led into the tunnel below Dobrovského Street, is now being built in the Large city ring. Two tunnel

tubes are laid 5 to 20 m below the surface built up by the town development. It required a special measure for stabilization of the primary lining using anchors and jet grouting. The lining is made from reinforced sprayed concrete. The secondary lining will be made from reinforced concrete and the work on it is just beginning at the time of publishing of this article. Od roku 2007 probíhá výstavba jižní tunelové roury (Tunel II) Královopolského tunelu, který tvoří jeden z ražených úseků podzemních objektů stavby Silnice I/42 Brno, VMO Dobrovského B. Silnice I/42 Brno, VMO Dobrovského B a zejména jeho tunelové objekty se po svém dokončení stanou významným prvkem rozsáhlého komplexu staveb Velkého městského okruhu Brno (VMO Brno) (obr. 1). Umístění provizorních portálů – západní „Žabovřesky“ a východní „Královo Pole“ – i ze situace (obr. 2) patrná trasa ražených úseků obou tunelů pod městskou zástavbou přinášejí nebývalé nároky na zhotovitele. K „běžným“ požadavkům na omezení hluku, prašnosti a čistotu komunikací se přidávají i ohrožení zástavby spojená s poklesovou kotlinou, která při výšce nadloží cca 5 až 20 m zasahuje zejména nadzemní objekty nad či v těsné blízkosti trasy tunelů. Zcela neočekávaným omezujícím faktorem se ukázaly hluk a seismické otřesy vznikající při bourání dočasných betonových konstrukcí, které se šíří horninou do základů budov. Změna technologie bourání betonových konstrukcí a zejména efektivní komunikace zástupců investora, TDI i vedení Sdružení s obyvateli a zástupci státní správy přinášejí oboustranně přijatelná řešení. TUNEL II Ražená část tunelu II (TII) je ohraničena začátkem staničení v km 0,452 T2 (provizorní portál Žabovřesky) a končí v km 1,512 T2 (provizorní portál Královo Pole). Tunel II je dvoupruhový a převádí jednosměrnou dopravu z městské části Žabovřesky do směru Brno–Královo Pole. Celková délka ražené části tunelu II je 1 060 m. Standardní profil raženého tunelu (cca 130 m2)

28


5/2009

STAVEBNÍ

3

je doplněn o výklenky pro skříně SOS, rozvodné skříně, požární výklenky a nouzový záliv (cca 147 m2; rozšíření 1,5 m; délka 50 bm). Součástí stavby je vzduchotechnická šachta (VZT) a jáma napojující tunel II na technologické centrum II. Směrové vedení Osa tunelu se na začátku tunelu odpojí od osy tunelu I (TI) dvěma protisměrnými oblouky, po přímé asi ve třetině tunelu je vložen pravostranný oblouk. Následuje přímá část k poslednímu úseku tunelu, kde se osa opět dvěma protisměrnými oblouky vrací k ose TI. Největší osová vzdálenost obou tunelů je cca 90 m. Tunely TI a TII jsou propojeny čtyřmi technologickými spojkami (třemi přímo, jedna vede do TC I), které jsou navrženy jako průchozí pro pěší. Výškové řešení Osa tunelu II od žabovřeského portálu klesá ve sklonu 4,5 %, v km 0,763 se nachází vrchol výškového oblouku, niveleta pokračuje v klesání 2,3 % a údolnicovým obloukem s vrcholem v km 1,432 přechází do stoupání 4,5 % až k portálu Královo Pole. Vrchol údolnicového oblouku je nejnižším místem tunelu a je zde situována jak dočasná, tak trvalá čerpací jímka pro odvodnění tunelu (obr. 3 a 4) Inženýrsko-geologické a hydrogeologické poměry Aniž bych chtěl snižovat důležitost vrchních vrstev nadloží (antropogenní sedimenty, spraše a sprašové hlíny a kvartérní fluviální hlíny), jsou pro ražení tunelů rozhodující polohy hlinitých štěrků a písků (zahliněné nesoudržné zeminy s proměnným obsahem štěrkových zrn, ulehlé a pod hladinou podzemní vody zvodnělé – tvoří


4 Obr. 1 Mapa VMO Brno Fig. 1 Map of the Large city ring in Brno

5

Obr. 2 Situace tunelů v městské zástavbě Fig. 2 Situation of tunnels in the town development Obr. 3 Podélný profil Fig. 3 Longitudinal section Obr. 4 Geologický profil Fig. 4 Geological section Obr. 5 Vertikální členění výrubu – celková plocha cca 130 m2 Fig. 5 Vertical articulation of the worked-out space – the total area cca 130 m2

vodní kolektor, netvoří však souvislé vrstvy, jsou vyvinuty v proměnných mocnostech v izolovaných ostrovech; zvrstvení je chaotické, na krátké vzdálenosti se mocnost skokovitě mění z několika decimetrů na několik metrů) a zejména neogenních jílů. Neogenní jíly jsou charakterizovány jako jemnozrnné zeminy s velmi vysokou plasticitou, mají většinou tuhou konzistenci, která ve větších hloubkách přechází do konzistence pevné a v prostoru tunelu jsou překonsolidované. Podzemní voda se vyskytuje jak v kvartérním souvrství – zejména v nesoudržných zeminách, tak i v masivu neogenních jílů, který lze považovat jen za relativně nepropustný. Hladina podzemní vody není obecně souvislá, a to ani v kvartérním souvrství. Jedinou oblastí, v níž lze vymezit hydrogeologický režim podzemní vody se spojitou hladinou, je oblast fluviálních sedimentů v oblasti královopolského portálu a ulice Veleslavínovy a Dobrovského (obr. 4). Koncepce stavebně technického řešení raženého tunelu Konstrukce ostění raženého tunelu je


5/2009

dvouplášťová s mezilehlou uzavřenou tlakovou hydroizolací ze svařované folie PVC (3 mm se signální vrstvou). Sestává z primárního pláště – primárního nosného ostění a sekundárního pláště – sekundárního trvale nosného ostění. Stavba tunelu probíhá observační metodou s horizontálně i vertikálně členěným výrubem. Jde o metodu, jejíž nedílnou součástí je monitoring a v případě potřeby operativní reakce na projevy deformací úpravou kroku ražby nebo způsobu výstroje. Ražba tunelu navazuje na již realizovanou ražbu průzkumných štol IIA a IIB (z let 2002 až 2003). Samotný výrub tunelu je členěn vertikálně a horizontálně na šest dílčích výrubů. Pro ražbu je vytyčován a prováděn výrub teoretický, zvětšený o 60 mm po celém obvodu horní klenby a o 40 mm na obvodu spodní klenby na konvergence a očekávané deformace. Technologicky nutný nadvýrub je uvažován 100 mm vně teoretického obrysu výrubu. Následně platí zásada, že pro vzájemnou vzdálenost dílčích čeleb tunelu v libovolné kombinaci platí, že nesmí být k sobě půdorysně blíže než 6 m v kterékoliv fázi ražby (obr. 5). 29

STAVEBNÍ


Lícové krytí profilů tuhé výztuže (HEB, HBX) stříkaným betonem (SB) po obvodu výrubu je navrženo konstantní 80 mm, v dočasných vnitřních žebrech je lícové krytí pásnice HBX rovněž konstantní o hodnotě 40 mm při dodržení tloušťky SB 350 mm na trvalém primáru a 300 mm na později bouraném vnitřním ostění štol. Samozřejmostí je osazování rubové i lícové vrstvy KARI sítí (napojení mezi dílčími výruby pomocí vylamovacích profilů). Příruby rámů tuhé výztuže pro následné připojování dalších dílců v dalším kroku ražby (ražba navazujícího dílčího výrubu) jsou chráněny z obou stran v místech šroubů způsobem zaručujícím použitelnost přírub pro napojení dalších částí oblouků tuhé výztuže. Základní osová vzdálenost tuhé výztuže je 1 m (v nouzovém zálivu 0,75 m). Významným prvkem stavebně technického řešení jsou mikropilotové (MKP) ochranné deštníky. MKP deštníky zajišťují samotné portály (délka 25 m) a dále jsou budované ve značné délce trasy tunelu z čelby kaloty. Jeden vějíř MKP v podzemí sestává z devatenácti kusů mikropilot délky 17 m. Projektem uvažované jsou čtyři úseky (v oblasti královopolského portálu dvacet čtyři vějířů; v oblasti technolo-

gického centra deset vějířů; v oblasti „Telefónika“ dvanáct vějířů a v oblasti žabovřeského portálu čtyři vějíře), tj. tedy téměř 40 % trasy tunelu. Jednotlivé MKP vějíře jsou zhotovované v kroku 8 m. Z důvodu vedení trasy tunelu pod městskou zástavbou a v kombinaci s geologickou a hydrogeologickou situací (zejména úsek úvodních cca 80 m při portále Královo Pole, kde se nepravidelně vyskytují lokální přítoky do 0,2 l/s) jsou projektem navržena i Zvláštní opatření pro stabilizaci primárního ostění. Těmito opatřeními jsou horizontální členění čelby kaloty, zkrácení kroku ražby (rozestupu rámů tuhé výztuže na min. vzdálenost 0,75 m, menší vzdálenost ocelových rámů není reálná z hlediska jejich zastříkávání betonem a nutného spolupůsobení), kotvení (radiální kotvení počvy výrubu samozávrtnými kotvami TITAN 30/16 mm délky 8 m s injektovaným kořenem délky 6 m), zkrácení délky uzavření profilu (vzdálenost čelbového rámu v kalotě a v opěří), zpevňující a trysková injektáž (zejména štěrkové polohy v profilu kaloty v počátečním úseku ražby), hutněný zásyp spodní klenby, zesílení ostění (je nutné počítat i s případným přehodnocením sekundárního ostění) a zesílení ostění vlože-

ním bretexů mezi rámy tuhé výztuže. Rozhodnutí provádět či neprovádět tato opatření jsou přijímána zhotovitelem a správcem stavby (doporučení Rady monitoringu stavby) v rámci observační metody ražení tunelů. RAŽENÍ

A PRIMÁRNÍ OBEZDÍVKA

TUNELU

Základním omezením při rozhodování o organizaci výstavby, nasazení a počtu pracovníků, strojního vybavení a samotné technologii výstavby byla a je koncepce horizontálně a vertikálně děleného výrubu tunelu, resp. daného rozestupu jednotlivých dílčích čeleb v kombinaci s krokem MKP vějíře 8 m. Dalším omezením organizace výstavby (zejména pro sekundární obezdívky) je přístup pouze z portálu Královo Pole (portál Žabovřesky bude uvolněn jen pro realizaci krátké zarážky v délce 8 m – návaznost na výstavbu hloubeného úseku tunelu), koncepce tunelových spojek jako neprůjezdných a umístění VZT šachty cca 400 m od portálu. Zde je na místě pro orientaci připomenout, že ražení probíhá z portálu Královo Pole, tedy ze st. km 1,512 proti smyslu staničení. Hlavní myšlenkou je organizace výstavby na třech dílčích čelbách. Tyto tři aktivObr. 6 Schéma postupu ražení Fig. 6 Scheme of the driving Obr. 7 Skladba primárního ostění Fig. 7 Composition of the primary lining Obr. 8 Výztužné prvky Fig. 8 Reinforcement elements Obr. 9 Celkový pohled Fig. 9 General view Obr. 10 Pohled na provizorní portál Fig. 10 View of the temporary portal

6

7

30


5/2009

STAVEBNÍ

ní čelby (b, c, e – a, d, f) se vždy v technologickém kroku (8 až 12 m) střídají v časovém cyklu tří dnů, tzn. že během šesti dnů postoupí o technologický krok všechny dílčí čelby. Neaktivní čelby (c, d, e, f) jsou zajištěny proti vyjetí horniny stříkaným betonem, při delší odstávce pak včetně kari sítě nebo i kotvením po 6 až 8 m laminátovými kotvami (obr. 6). Obecný pracovní cyklus (1 bm) sestává z rozpojování zeminy tunelbagrem (délka otevření cca 1,5 m od posledního rámu výztuže), dočištění výrubu, stabilizační nástřik čelby i obvodu výrubu prefabrikovanou směsí betonu (cca 40 mm), montáž rubové sítě, montáž tuhé výztuže, nástřik stříkaného betonu mokrou cestou po lícové pásnice výztuže, montáž lícové sítě a nástřik krycí vrstvy betonu cca 40 mm. Zbývající 40 mm betonu se nanášejí až jako reprofilační vrstva pod mezilehlou izolaci. Na čelbách c-f platí, že je nutné propojit rámovou výztuž (napojovací patky) i betonářské sítě (dle projektu vylamovaní profily nebo překrytí). Každá aktivní čelba je obsazena v základní sestavě pěti pracovníky. Hledání „optimální“ strojní sestavy rovněž vycházelo z prostorového uspořádání a velikosti jednotlivých dílčích štol a zejména nároku na bourací práce (více


9

než 16 tis. m3 železobetonu). Optimální uvádím v uvozovkách, protože se spíš jedná o kompromis mezi velikostí a výkonem zejména tunelbagrů. Vedle běžných strojů používaných na jiných tunelových stavbách (pracovní plošiny, stroje na stříkání betonu, traktorbagry, malé nakladače, nákladní automobily) bych chtěl uvést

tunelbagr Liebherr R 900 (pracovní výška vyhovuje čelbám c, d) v úpravě s rotací výložníku 360° pro lepší kopírování teoretického výrubu, dále pak stroje pro práci v prostoru průzkumných štol, např. bagr Takeuchi TB 153 s natočitelnou hlavou (bourání obezdívky štol a dočištění výrubu). Ve stísněném prostoru průzkumných


5/2009

31

STAVEBNÍ


štol se osvědčil manipulátor pro stříkání betonu Mayco ORUGA. Pro bourání vnitřních betonových žeber je zejména využíván tunelbagr Terex T210 osazen bouracími nůžkami (1 700 kg). Jak je uvedeno, ražení tunelu navazuje na průzkumné štoly IIA a IIB (délky 831 m), které tvoří dílčí čelby IIa, IIb výrubu tunelu (zbývajících cca 230 m bude doraženo). Při realizaci se ukázalo a ukazuje, že technologické vyřešení postupu zesilování či plného nahrazování ostění průzkumných štol je omezujícím faktorem v rychlosti postupu celého tunelu. Rovněž přesnost montáže počvového prvku tuhé výztuže (HEB 240) předurčuje postupnou dokompletaci celého prstence tuhé výztuže, tedy směrové a výškové vedení celého díla. Původní koncepce počítala se zesilováním stávající obezdívky průzkumných štol (tuhá výztuž, 100 mm stříkaného betonu, jedna vrstva kari sítě) vložením rámu HEB (počva dílec HEB 240, boky HEB 140). V případě prostorové kolize rámu tuhé výztuže s obezdívkou průzkumných štol bylo potřeba obezdívku částečně odstranit (zářez). Do původní obezdívky průzkumných štol byly osazovány kotevní trny pro dokonalejší spolupůsobení s nově nanášenou vrstvou stříkaného betonu vyztuženou kari sítí (obr. 7 a 8). Shrnutí postupu výstavby Práce na zesilování obezdívky průzkumných štol byly zahájeny v polovině září a ukončeny začátkem prosince 2007. Podle původní koncepce zadávací dokumentace byl takto zesílen úsek 101 bm v obou štolách IIA a IIB. V tomto období byla z důvodu zvýšených přítoků vody (zejména z průzkumné štoly IIA) postupně v úseku st. cca km 1,512 až 1,450 v obou štolách prováděna chemická těsnící a zpevňující injektáž. Zpevňující injektáž byla vedena do prostoru budoucí kaloty tunelu a měla zejména zpevnit nesoudržné štěrkové polohy [1]. Rok 2007 byl i rokem horečných diskuzí nad koncepcí ražení a zhotovování primárního ostění celého výrubu tunelu. I z tohoto důvodu byly práce na zesilování průzkumných štol zastaveny. Nakonec byla všemi účastníky výstavby přijata koncepce plného nahrazení ostění bývalých průzkumných štol a optimalizace geometrického tvaru výrubu (výztuže) celého tunelu (prohloubení protiklenby, zvětšení výrubu tunelu z důvodu zvět32

šení prostoru pro očekávané konvergenční deformace). Další důležitou změnou, která byla přijata všemi účastníky výstavby, bylo nahrazení prvků tuhé výztuže HEB (mimo počvové prvky HEB 240) prvky s pracovním názvem HEBREX 200 (HBX). Tyto svařence s prolamovanou stojinou byly akceptovány z důvodu lepšího kontaktu (prostříkání stojiny) se stříkaným betonem. Za datum zahájení ražby tunelu II lze tak považovat i datum 14. ledna 2008, kdy byl realizován první záběr na čelbě IId. Postupně byly otvírány (v souladu s požadavky na odstupy jednotlivých čeleb) další dílčí čelby tunelu II a uzavření prvních metrů celého tunelu – čelbou f – bylo uskutečněno 1. března 2008. V tomto období bylo rozhodnuto i o preventivním zesílení primárního ostění v úseku st. 1,405-1,352 (úsek pod ulicí Palackého) vložením bretexových rámů mezi rámy HBX. Dalším významným omezením rychlosti postupu tunelu byly příprava a zahájení realizace kompenzační injektáže (KI) pod objekty v ulici Palackého a Pešinova (cca st. km 1,360-1,190). Připravenost KI byla plánována na červen 2008, a proto bylo tempo výstavby tunelu koordinováno tak, aby řídící čelba e – kalota k tomuto datu dospěla do st. cca km 1,350. Připomínám, že až do staničení km 1,313 byly v kalotě vrtány vějíře MKP v kroku 8 m (obr. 9). S postupem čeleb c-f a s ohledem na dodržení rozestupu byl další postup na čelbách a, b zahájen v dubnu 2008 (od st. km 1,411). Ostění stávajících průzkumných štol je v celém rozsahu odstraněno a nahrazeno ostěním „standardním“ (350 mm SB, HEB 240, HBX 200, 2 vrstvy kari sítí) v nové geometrii výrubu. Z důvodů omezení hluku a seismických projevů na povrchovou zástavbu je ostění průzkumných štol příčně řezáno po 0,5 m diamantovými pilami. Předřezávání ostění je organizováno v době, kdy je čelba neaktivní na délku technologického kroku (cca 12 m). Poslední významnou změnou, kterou si opět vyžádal požadavek na omezení hluku a seismických projevů na povrchovou zástavbu bylo nahrazení tuhé výztuže HBX vnitřního bouraného žebra čelby a, b bretexovým prvkem (cca od st. km 1,350). Všechny změny v koncepci výstavby tunelu kladly a kladou vysoké nároky

na flexibilitu a vysoce profesionální přístup realizačních týmů zhotovitele. Důkazem, že projektový tým i kolektiv dělnických profesí zhotovitele se s tímto dosud beze zbytku vyrovnává, je kvalita realizovaných prací a omezení všech negativních projevů výstavby tunelu na povrchovou zástavbu pod projektem očekávané hodnoty. Za to patří poděkování i všem obchodním partnerům podílejících se na realizaci výstavby tunelu II. ZÁVĚR Dá se říci, že rok 2007 byl hledáním koncepce výstavby tunelu. O roku 2008 se dá hovořit jako o roku, kdy tato koncepce byla přenesena do projekční podoby a s úspěchem realizována (do konce roku 2008 bylo vyraženo cca 400 bm). Rok 2009 přinese nutnost organizačně skloubit realizaci ražení a primárního ostění tunelu se zahájením vestavby sekundárního ostění. Rok 2010 bude rokem dokončení primárních i sekundárních konstrukcí tunelu II (prosinec 2010). Ke konci srpna 2009 bylo vyraženo a plně uzavřeno 750 m tunelu II a zabetonováno 200 bm sekundárního ostění protiklenby. Betonáž protiklenby probíhá bez přerušení ražení s využitím přejezdového mostu. Betonáž sekundárního ostění kleneb tunelu a mezistropu byla zahájena v září resp. říjnu 2009 (obr. 10). Investor Generální projektant Projektant Zhotovitel Účastníci Sdružení

Ředitelství silnic a dálnic ČR, Správa Brno IS VMO Dobrovského Amberg Engineering Brno, a. s. Sdružení VMO Dobrovského B OHL ŽS, a. s., Metrostav, a. s., Subterra, a. s., Divize 1

Literatura: [1] Využití chemických injektáží pro ražbu tunelu Dobrovského, Tunel č. 3/2008

Ing. Josef Bača Subterra, a. s. Elišky Přemyslovny 380, 156 00 Praha 5 tel.: 602 227 391 e-mail: [email protected] www.subterra.cz


5/2009

RECENZE Príručka popolček v betóne – Základy výroby a použitia 2. prepracované vydanie Publikácia vznikla v Nemecku, v krajine s vyspelým stavebným priemyslom a zároveň významnou produkciou a tiež spotrebou elektrárenského popolčeka (ďalej len popolček) pri výrobe stavebných materiálov. Určená je pre odbornú verejnosť, najmä pracovníkov priamo zainteresovaných do výroby betónu s popolčekom. Prednostne sa venuje problematike a skúsenostiam s používaním nemeckých popolčekov v betóne podľa príslušných technických noriem DIN a národných predpisov. Norma EN 450-1 „Popolček do betónu“ dáva však používaniu popolčekov pri výrobe betónu celoeurópsky rámec, a preto je možné uvedené informácie a poznatky využiť alebo prispôsobiť podmienkam slovenského resp. českého stavebníctva. Kniha pozostáva z piatich kapitol. V prvej kapitole je priblížená história používania popolčekov vo výrobe stavebných hmôt v Nemecku, spôsob vzniku popolčeka, jeho získanie a kontrola kvality. Prehľadne sú uvedené vlastnosti popolčeka, ktorý sa využíva pre výrobu betónu podľa DIN EN 450-1. Druhá kapitola „Pôsobenie popolčeka v betóne“ ozrejmuje vzájomné pôsobenie popolčeka a ostatných vstupných materiálov pri výrobe betónu pričom uvádza aj kladné vplyvy popolčeka na vlastnosti betónu. Kapitola 3 bude prínosom najmä pre používateľov popolčeka. Na ich stranách sú uvedené hodnotné informácie o spôsobe využitia popolčeka v technológii betónu aj údaje o výrobe betónu s popolčekom z pohľadu prevádzky betonárne. Kapitoly 4 a 5 sú zamerané na priblíženie kladného vplyvu popolčeka na vlastnosti betónu v čerstvom a zatvrdnutom stave. Autori nevynechali ani citlivé informácie o vplyve používania popolčeka na životné prostredie a zdravie. Objasňujú akým spôsobom je možné pri výrobe rôznych druhov betónu využiť popolček na zlepšenie vlastnosti betónu. Autori uviedli až 21 špecifických betónov (technológii), kde je možné popolček úspešne využiť. V publikácii sa uvádzajú informácie dobre využiteľné pri výrobe betónu s použitím popolčeka. Obsahuje teoretický rozbor problematiky, normatívne požiadavky a praktické skúsenosti s aplikáciou popolčeka. Aj v danej problematike nezorientovaný čitateľ môže získať základný prehľad o využití popolčekov v technológii betónu. Odborne zdatného čitateľa publikácia vyzýva porovnať svoje skúsenosti s publikovanými poznatkami. Predloženú publikáciu hodnotím ako prínosnú a podnetnú pre odbornú verejnosť, najmä pre výrobcov a spracovateľov betónu, ktorí už používajú alebo plánujú využívať popolček pri výrobe betónu. Na záver by som rád uviedol tri dôležité fakty, ktoré súvisia s používaním popolčeka pri výrobe stavebných materiálov: • stavebníctvo, vrátane výroby betónu, dokáže zúžitkovať množstvo nepríjemného odpadu – popolčeka, ktorý v prípade jeho skladovania zaťažuje životné prostredie, • používanie popolčeka šetrí prírodné zdroje a znižuje náklady na výrobu stavebných materiálov, • používanie popolčeka pri výrobe betónu zlepšuje niektoré jeho vlastnosti. Využívanie popolčekov v stavebníctve je žiadúce a verím, že k tomu prispeje aj táto publikácia.

síla zkušenosti Mott MacDonald Ltd. je jedna z nejvĚtších svĚtových multi-disciplinárních projektovĚ inženýrských konzultaþních spoleþností Mott MacDonald Praha, s.r.o. je þeská poboþka mezinárodní spoleþnosti Mott MacDonald Ltd. Naše organizace poskytuje služby v mnoha oblastech inženýrského poradenství a projektového managementu. Jedná se o poradenské služby, zpracování studií ekonomického hodnocení, zpracování a posuzování všech stupŁŢ projektové dokumentace, Őízení a supervize projektŢ. Tyto þinnosti zajišŘujeme v tĚchto oblastech: Silnice a dálnice Železnice Mosty a inženýrské konstrukce Tunely a podzemní stavby Vodní hospodáŐství Životní prostŐedí Geodetické práce GraӾcké aplikace Inženýring a konzultaþní þinnost Kontakt: Mott MacDonald Praha, spol. s r.o. Ing. JiŐí Petrák Národní 15, 110 00 Praha 1 tel.: +420 221 412 800, fax: +420 221 412 810 www.mottmac.com, e-mail: [email protected]

Doc. Ing. Stanislav Unčík, PhD. e-mail: [email protected] tel.: +421 259 274 686

Názov publikácie: Príručka popolček v betóne. Základy výroby a použitia. 2. prepracované vydanie Autori: Lutze; vom Berg Vydavateľstvo: Düsseldorf Verlag Bau+Technik GmbH, 2008 Slovenské vydanie: Edícia BetónRacio, s. r. o., Trnava; www.betonracio.sk Počet strán: 105

33

STAVEBNÍ


DEFINITIVNÍ

OSTĚNÍ TUNELŮ

SOKP 513 –

OD PROJEKTU

K REALIZACI FINAL LINING OF TUNNELS ON PRAGUE CITY RING ROAD, C O N S T R U C T I O N L O T 513 – F R O M T H E D E S I G N T O T H E CONSTRUCTION RADAN BOHMAN, LIBOR MAŘÍK, PAVEL STIBAL Betonáž definitivního ostění tunelů má specifika, která je nutno při zpracování realizačního projektu i při vlastní realizaci akceptovat. Možných postupů výstavby i řešení technických detailů je zpravidla celá řada. Nalezení a propracování jediného správného postupu pro daný tunel je společným úkolem projektanta realizační dokumentace i zhotovitele díla. Přístup projektanta k problematice nemusí vždy úplně korespondovat s přístupem zhotovitele. Cílem úzké týmové spolupráce mezi oběma partnery je nalezení přijatelného kompromisu. Článek popisuje technické detaily, které zásadně ovlivňují způsob provádění tunelového ostění na příkladu dvoupruhového silničního tunelu stavby SOKP 513. Během výstavby došlo k řadě změn, které pozitivním způsobem ovlivnily technické řešení i postup výstavby a mohou být čtenáři inspirací při výstavbě či projektování dalších tunelů. Jako při každé stavbě tunelu se projektant i zhotovitel potýkali s řadou problémů. I tyto zkušenosti následující text uvádí a dává čtenáři k dispozici použitá a při výstavbě ověřená řešení. The casting of final liners of tunnels has its own specifics which must be accepted while working on the detailed design and during the construction itself. There are usually many possible construction procedures and solutions to technical details available. Finding and elaborating the only procedure which is correct for the particular tunnel is a common task for the detailed design consultant and the construction contractor. Consultant’s attitude toward particular problems does not have always to correspond to contractor’s approach. The aim of team collaboration between the two parties is to find an acceptable compromise. The paper describes technical details significantly influencing the method for casting of a tunnel lining, using the double-lane road tunnel on 34

construction lot #513 of the Prague City Ring Road as an example. Many changes which positively influenced the technical solution and construction procedure were made during the construction. They may provide inspiration for readers when constructing and/or designing new tunnels. Much as in case of any tunnel construction project, the consultant and contractor had to cope with numerous problems. This experience is also presented in the text below, together with the solutions used and verified during the construction, which are put at readers’ disposal. Stavba 513 jako součást Silničního okruhu kolem Prahy (SOKP) představuje se souběžně realizovanými stavbami 512 a 514 významnou část okruhu. Po plánovaném uvedení do provozu v první polovině roku 2010 dojde díky propojení dálnic D1 a D5 k Pražany tolik očekávanému odlehčení středu města od osobní a především nákladní dopravy. K stavebně náročným objektům stavby 513 patří kromě mostu přes Vltavu i směrově rozdělené téměř 2 km dlouhé tunely, které stoupají od Komořan směrem k Cholupicím ve 4% sklonu. Na 170 m dlouhý hloubený úsek tunelů na komořanské straně navazuje ražená část tunelů délky 1 678 m v jižní třípruhové, resp. 1 680 m v severní dvoupruhové tunelové troubě. Na cholupické straně přechází ražené tunely opět do hloubeného úseku délky 85 m v jižní třípruhové a 72 m v severní dvoupruhové troubě. Hloubené tunely jsou prováděny v otevřené stavební jámě a po dokončení železobetonové klenbové konstrukce a fóliové izolace jsou oba tunelové tubusy zpětně zasypány. Na rozdíl od hloubených tunelů komořanského úseku, jejichž základové poměry tvoří písky vltavské terasy, jsou hloubené tunely cholupického portálu založeny na poměrně kvalitní skalní hornině. Součástí podzemního díla je i vzduchotechnický objekt Nouzov, který slouží pro případ, kdy by koncentrace škod-

livin v tunelu a zejména v oblasti cholupického portálu přesáhla povolené meze. V takovém případě by došlo k odsávání znečištěného vzduchu z obou tunelů a k přívodu čerstvého vzduchu do stoupacího třípruhového tunelu. Tím se sníží koncentrace škodlivin ve vzduchu hnaném jednak komínovým efektem, jednak pístovým efektem dopravního proudu směrem k cholupickému portálu. V dalším textu se budeme podrobněji zabývat betonovými konstrukcemi části podzemního díla prováděného společností Subterra, tj. hloubenými tunely Cholupice, raženým dvoupruhovým severním tunelem a vzduchotechnickým objektem Nouzov. PROJEKTOVÉ

ŘEŠENÍ TUNELŮ

V ÚROVNI REALIZAČNÍ DOKUMENTACE

Projektant realizační dokumentace stavby (RDS) stojí při zahájení prací před obtížným úkolem. Zadávací dokumentace zpravidla není rozpracována do potřebných detailů, a proto je nutné koncepci ražených i hloubených úseků tunelů rozmyslet od fáze ražby a primárního ostění přes provádění izolací a drenáží až k vlastní betonáži definitivního ostění. Koncepční řešení však sahá ještě mnohem dál, neboť ve stísněném prostoru tunelu vše souvisí se vším a všechny konstrukce v něm umístěné se více či méně vzájemně ovlivňují. Před zahájením prací na realizační dokumentaci ražeb a primárního ostění je proto nutné domýšlet technické řešení až do úrovně provádění kabelovodů, požárního vodovodu, chodníků, výklenků, propojek a vlastní vozovky. Jediné opomenutí souvislostí může mít v budoucnu fatální následky a sanace chyb zpravidla představuje velké komplikace s dopadem do doby výstavby i výše investičních nákladů. Blokové schéma betonáže ostění Původní návrh dle zadávací dokumentace předpokládal betonáž definitivního ostění tunelů stavby 513 po pasech délky 10 m. Po zvážení všech pozitiv a negativ rozhodl


5/2009

STAVEBNÍ

zhotovitel po projednání s investorem o prodloužení bloku betonáže na 12 m, což má pozitivní dopad na rychlost provádění. K prestiži projektanta RDS patří takový návrh technického řešení, který zhotoviteli maximálně usnadní provádění při zachování investorem požadovaných parametrů díla. V případě návrhu blokového schéma se jedná o maximální snížení počtu typů bloků betonáže. Atypické bloky znamenají úpravy technologického postupu výstavby, přípravu atypické výztuže, komplikace při bednění, a s tím spojené zvýšené riziko vzniku chyb při provádění. Vzhledem k tomu, že délka tunelových trub není stejná, tunelové trouby neprobíhají paralelně a kromě výklenků čištění boční tunelové drenáže, požárních hydrantů a kabin SOS obsahují i tunelové propojky, byl návrh blokového schéma velmi obtížný. Pro vytvoření blokového schématu si projektant stanovil následující okrajové podmínky: • maximální počet bloků má jednotnou délku 12 m; • sjednocení rozměrů výklenků požárního hydrantu a čištění drenáže; • osa všech výklenků je v ose bloku betonáže; • osa propojky je v ose bloku betonáže; • krčky zaústění tunelových propojek jsou kolmé na blok betonáže; • prostor pod chodníkem na obou stranách tunelu má stejné rozměry. Návrh blokového schématu (obr. 1) vyšel z jižní třípruhové tunelové trouby, která byla v ražené části beze zbytku rozdělena na bloky betonáže délky 12 m. Následně došlo k rozmístění tunelových propojek tak, aby jejich vzdálenost nepřekročila maximální přípustnou mez (doporučeno 250 m, max. 300 m). Naproti zaústění tunelové propojky se nachází výklenek kabiny SOS, další výklenek kabiny SOS je umístěn zhruba do poloviny vzdálenosti mezi tunelovými propojkami. Výklenky požárního hydrantu se pak nacházejí proti výklenku kabiny SOS nebo v ústí tunelové propojky. Díky navrženému uspořádání se v jižním tunelu podařilo dosáhnout minimálního počtu typů bloků betonáže: • standardní blok, • blok s výklenkem kabiny SOS a požárního hydrantu,

Obr. 1 Blokové schéma tunelu Fig. 1 Block diagram of the tunnel

• blok s výklenkem kabiny SOS a ústím tunelové propojky, • blok s výklenky šachet na čištění boční tunelové drenáže. V severní tunelové troubě takováto optimalizace nebyla z čistě geometrických důvodů možná. Při dodržení uvedených okrajových podmínek se sice všechny krčky tunelových propojek i výklenky nacházely v ose bloku betonáže, před průnikem tunelu s tunelovou propojkou však vycházely bloky atypické délky kratší než 12 m. I když se tunel nachází v protisměrných obloucích a osu tunelu tvoří exaktně definované křivky, půdorysný tvar tunelu je polygonální, neboť bednící vůz má obdélníkový půdorys a bloky betonáže jsou na osu tunelu navlečeny jako obdélníkové korálky. Pokud zhotovitel chtěl pro bednění bloků atypické délky použít stejné bednění jako na standardní bloky betonáže, musely atypické bloky osově ležet na jedné přímce se sousedním standardním blokem. Jinak by nebylo možné díky vedení trasy ve směrovém oblouku provést odbednění a posun bednícího vozu. Na základě požadavku investora se v severním tunelu nacházely kromě nouzového pruhu šířky 1,5 m i dva nouzové zálivy. Díky tomuto požadavku se počet typů bloků betonáže zvětšil ještě o blok standardního nouzového zálivu (zvětšený profil) a blok nouzového zálivu se zaústěním průjezdné tunelové propojky. Všechny průjezdné i průchozí tunelové propojky mají v případě tunelů SOKP 513 stejný tvar, neboť část prostoru průchozích propojek se využívá pro technologické vybavení tunelu. V severním tunelu se podařilo dosáhnout optimalizace počtu typů bloků betonáže na: • standardní blok;


• blok s výklenkem kabiny SOS a požárního hydrantu; • blok s výklenkem kabiny SOS a ústím tunelové propojky; • blok s výklenky šachet na čištění boční tunelové drenáže; • blok v profilu nouzového zálivu; • blok v profilu nouzového zálivu se zaústěním propojky; • bloky atypických délek < 12 m. Unifikace bloků betonáže usnadnila provádění a snížila počet typů bednění výklenků, které se nasazuje na bednící vůz a vyžaduje jeho zvláštní úpravu. Natáčení profilu tunelu podle příčného klopení vozovky Optimalizace technického řešení bylo možné dosáhnout speciálním opatřením, které je v České republice používáno jen zřídka. Jedná se o příčné natáčení profilu tunelu v závislosti na příčném klopení vozovky. Z hlediska směrového řešení se trasa komunikace v tunelovém úseku nachází v protisměrných obloucích a vozovka o standardním jednostranném příčném sklonu 2,5 % se v trase tunelu překlápí. To sebou přináší řadu komplikací, které je nutno řešit. Jedná se zejména o: • odvodnění vozovky; • využitelnost prostoru pod chodníky pro vedení inženýrských sítí; • proměnnou šířku chodníku; • proměnnou výšku upevnění bednění výklenků na bednícím voze. Zadávací dokumentace obsahovala pouze osu komunikace, osy tunelů nebyly v dokumentaci exaktně definovány. Projektant proto v rámci zpracování realizační dokumentace provedl i podrobné trasování obou tunelů. Norma umožňuje při požadované návrhové rychlosti a vhodné

1


5/2009

35

STAVEBNÍ


2 3

volbě směrového oblouku vozovku i v případě protisměrných oblouků nepřeklápět, což eliminuje výše uvedené nevýhody. Návrh projektanta však nebyl ze strany autorského dozoru akceptován. Po dohodě se zhotovitelem a investorem navrhl proto projektant RDS technické řešení využívající příčné překlápění profilu tunelu podle příčného sklonu vozovky (obr. 2), které je náročnější na projekční práce a vytyčování na stavbě, z hlediska provádění však přináší celou řadu nesporných výhod. Kromě problému s odvodněním vozovky řeší všechny další výše uvedené komplikace. Při překlápění profilu tunelu je plocha banketu pod chodníky v celé délce tunelu stejná, což umožňuje plné využití prostoru na umístění kabelovodů a potrubí požárního vodovodu. To se ukázalo jako zásadní při dodatečném prosazování umístění 36

potrubí požárního vodovodu pod chodníkem, jak je běžné u zahraničních tunelů. I přes odpor ze strany autorského dozoru se nakonec podařilo požární potrubí pod chodníkem umístit a vyloučit tak riziko nutnosti uzavření tunelu v případě poškození potrubí, jak tomu bylo u dálničního tunelu Panenská. Překlápěním profilu tunelu podle průsečíku osy tunelu s úrovní vozovky se šířka chodníků po délce tunelu prakticky nemění, což má mimo jiného i pozitivní dopad na umístění obrubníků, štěrbinových žlabů a samozhášecích kusů na odvodnění vozovky. Konstantní zůstává i poměr desek spárořezu chodníku. Pro bednění definitivního ostění tunelů se používá bednící vůz. Jedná se o sofistikované zařízení osazené čerpadly betonové směsi, příložnými vibrátory, otvory pro ukládání betonu, hydraulikou pro

odbednění i ustavení formy a vlastním pojezdem. V případě bednění výklenků a krčků propojek je nutné na ocelový plášť bednícího vozu připevnit speciální nástavec. Při překlápění profilu tunelu podle sklonu vozovky lze nástavec umístit vždy do stejného místa, což eliminuje vznik chyb při osazení bednění a je šetrnější k plášti bednícího vozu. Speciálním nástavcem byla bedněna i nika pro umístění nouzového osvětlení, jejíž poloha je vázána na úroveň chodníku. Příčným překlápěním se sice výrazně omezí šířkové disproporce chodníku, nelze však úplně zajistit konstantní výšku průsečíku roviny chodníku s ostěním tunelu, neboť při příčném naklápění se rovina chodníku překlápí podle jiného bodu do sklonu 2 % směrem k vozovce. Následkem toho dochází k chybě v umístění niky nouzového osvětlení v řádu centimetrů, která je pro investora nepřijatelná, a niky musely být následně převrtány. Pro další tunely lze proto doporučit vrtání nik pro nouzové osvětlení až po betonáži chodníku a speciální nástavec do bednění neosazovat. Překlápěním profilu došlo ke snížení hloubky šachet na čištění boční tunelové drenáže. Díky pozitivnímu přístupu zástupce investora byl původně požadovaný profil šachty 800 mm zmenšen při snížené hloubce šachty na 600 mm, což vedlo ke zmenšení výklenku na čištění drenáže, sjednocení jeho tvaru s výklenkem požárního hydrantu, a tím ke snížení počtu typů bloků betonáže. Navržená úprava se pozitivně projevila i v konstrukci hloubených tunelů, kde podle původního řešení zadní strana výklenku čištění drenáže vyčnívala z konstrukce ostění, po úpravě v rámci RDS se celý výklenek zasunul do ostění. To je příznivější jak z hlediska statického působení a případného vzniku trhlin, tak z hlediska provádění, protože bednění rubu ostění nemusí být v místě výklenku upraveno. Podle normy je délka vzestupnice, na kterou se provádí překlopení vozovky, závislá na podélném i příčném sklonu komunikace. Výpočet délky vzestupnice vychází z požadavku, aby se v případě deště nedržela voda na povrchu vozovky a nebyla ohrožena bezpečnost provozu. Pro konkrétní případ sklonových poměrů severního tunelu vycházela délka vzestupnice kolem 70 m. Jak již bylo uvedeno, betonáž tunelu probíhá po blocích délky 12 m a osu tunelu tvoří polygon. Stejně tak nelze klopení profilu tune-


5/2009

STAVEBNÍ

lu provádět plynule, ale ve skocích odpovídajících délce bloku betonáže. Převýšení, které je nutno překlopením překonat, závisí na šířce komunikace mezi obrubníky. Aby byl skok ve spáře mezi bloky betonáže co nejmenší, provádí se v tunelu překlopení nikoli na délku vzestupnice vypočtenou podle normy, ale na délku přechodnice. K překlopení vozovky dochází hluboko v tunelu, kde nehrozí, že by na povrchu vozovky mohla stát voda, neboť jediný případ, kdy může být na povrchu vozovky voda, nastává při mytí tunelu, které se provádí při přerušení provozu. Úprava detailu v místě patky ostění a ukončení izolace Vodonepropustnost ostění zajišťuje hydroizolační fólie umístěná mezi primárním a definitivním ostěním. U tunelů SOKP 513 je použit deštníkový systém izolace s příčným svedením podzemní vody k podélným tunelovým drenážím a dále do prostoru komořanského portálu. Snahou projektanta bylo umístit boční drenáže co nejníže k úrovni základové spáry patky definitivního ostění a zároveň co nejdále od spáry mezi horní klenbou a patkou ostění. Použití standardního a v zahraničí úspěšně používaného detailu umožnilo odstranit obtížně kontrolovatelné vodorovné svary a zejména T-svary. Pro boční tunelovou drenáž bylo použito drenážní potrubí podkovovitého tvaru od firmy Rehau, které je určeno pro použití v tunelech. Potrubí bylo osazeno až po úroveň příčných drenážních spár na trubkách do spádového betonu vytvarovaného do příčného sklonu směrem k potrubí (obr. 3). Použití mezerovitého betonu jako obsypu drenážního potrubí umožnilo vytvořit mezi patkou a mezerovitým betonem spáru, do které se následně zatáhla hydroizolační fólie. Před betonáží definitivního ostění se spára zalila betonem kašovité konzistence, čímž byla fólie zafixována a utěsněna ve spáře (obr. 4). PROVÁDĚNÍ

DEFINITIVNÍHO OSTĚNÍ

RAŽENÝCH TUNELŮ

Betonáž patek ostění a přípravné práce betonáže klenby Před popisem provádění definitivního ostění ražených částí tunelu je nutno zmínit, jaké práce s prováděním definitivního ostění bezprostředně souvisí. S kvalitou spáry patky definitivního ostění souvisí způsob rozpojování horninové-

Obr. 2 Natáčený příčný řez severního tunelu Fig. 2 Northern tunnel tube – a rotated cross section Obr. 3 Vytvoření spáry pro ukončení hydroizolační fólie Fig. 3 Creation of a groove for the waterproofing membrane stop end Obr. 4 Detail patky s ukončením hydroizolace Fig. 4 Detail of the footing and the waterproofing membrane stop end Obr. 5 Samonosná výztuž horní klenby Fig. 5 Self-supporting reinforcement of the upper vault


4

5

ho masivu během ražby. V celé trase raženého tunelu se nacházela hornina, jejíž rozpojování si vyžádalo nasazení trhacích prací. Proto docházelo k lokálnímu přebrání počvy tunelu a vzniklý prostor musel být vyplněn pod patkou výplňovým betonem ukládaným na očištěnou spáru. Pro výztuž patek ostění bylo původně uvažováno s použitím armokošů. Vzhledem k potížím zejména s jejich výrobou a dopravou byl původní záměr nahrazen klasickým armováním in situ, které se ukázalo být výhodnějším jak ekonomicky, tak i rychlostí postupů. V portálových blocích na rozhraní hloubené a ražené části tunelu byl použit profil se spodní klenbou, v ostatních úsecích spočívala horní klenba na patkách. Oproti zadání tak došlo díky příznivým geotechnickým poměrům ke změně, neboť zadání předpokládalo nasazení profilu se spodní klen-


5/2009

bou v delším úseku tunelu. Po betonáži patek ostění následovala pokládka drenážního potrubí a tvarování mezerovitého betonu obsypu drenáže. Spára pro zatažení hydroizolační fólie vznikla vyklínováním prkna umístěného mezi patku ostění a mezerovitý beton. Na patky ostění byly položeny a pevně zafixovány kolejnice pro pojezd profilovacího vozu, vozu pro instalaci hydroizolační fólie, vozu pro montáž samonosné výztuže a pro pojezd bednícího vozu. Zejména při pojezdu bednícího vozu je nutné zabránit vodorovnému posunu kolejnice při zatížení pláště bednění betonovou směsí. Profilovací vůz slouží k případné úpravě primárního ostění po profilování, pokud primární ostění zasahuje do prostoru definitivního ostění. Jako podklad pro hydroizolační fólii slouží nástřik betonu jemné frakce a geotextilie 500 g/m2. Hydroizolační PE fólie 37

STAVEBNÍ


6 7

SIKAPLAN WT 2200 tloušťky 2,5 mm se signální vrstvou mohla být podle požadavku investora instalována s maximálním předstihem 50 m před betonáží ostění. Omezení délky úseku prováděného v předstihu snižuje riziko poškození fólie a zvyšuje bezpečnost práce v případě, že by v tunelu došlo k požáru. Výztuž a betonáž horní klenby Geotechnické poměry zjištěné během výstavby nasvědčovaly tomu, že se v okolí výrubu nachází velmi kvalitní horninový masiv. Při ploše výrubu 107 m2 se deformace primárního ostění pohybovaly v řádu milimetrů, pouze v příportálových úsecích se na cholupické straně 38

dostaly až k hranici 30 mm. I tato hodnota však při velikosti výrubu svědčí o příznivých geotechnických poměrech. V první fázi proto projektant provedl výpočet ve snaze prokázat dostatečnou únosnost ostění bez použití výztuže. Výhodou ostění z prostého betonu je minimalizace rizika poškození hydroizolační fólie a zmírnění požadavků na vznik trhlin. Díky nepříznivému tvaru příčného řezu tunelu se však nepodařilo dostatečnou únosnost ostění prokázat a ostění bylo navrženo ze železobetonu. Pro výpočet použil projektant speciální postup s využitím plastického chování železobetonového průřezu a úpravou tuhosti ostění v místě vzniku trhlin.

Tím došlo k optimálnímu využití průřezu a minimalizaci výztuže. Ukazatel vyztužení průřezu klesl ze 167 kg/m3 uvažovaných v zadání na 72 kg/m3. Nosnou výztuž montovanou pouze ze sítí KARI Q513 podpíraly speciálně připravené armokoše stykované pomocí lanových spojek. Navržený způsob stykování armokošů zajišťuje flexibilitu spoje a oproti použití tuhých šroubovaných spojů a styčníkových plechů snižuje riziko poškození izolace při osazování bednícího vozu, kdy může dojít k dotlačení výztuže. Samonosnost výztuže dělala problémy v místě prostupů do tunelových propojek. I když realizační dokumentace v tomto případě nahrazovala stykování nosných rámů šroubovanými spoji a nad prostupem byl vytvořen z výztuže prostorový rám, docházelo k deformaci výztuže a zhotovitel použil k jejímu uchycení do horninového masivu speciální prvky k tomu určené, neboť bylo nutné projít přes hydroizolační fólii. Montáž výztuže jednoho bloku betonáže trvala zpočátku podle typu bloku betonáže a složitosti čtyři až pět dní. Po zacvičení osádky byla zkrácena na dva až tři dny v nepřetržitém provozu. Vyztužování probíhalo v předstihu před betoná-


5/2009

STAVEBNÍ

ží (obr. 5). Doba betonáže se pohybovala od 7 do 12 h a odbednění probíhalo v závislosti na teplotě prostředí v tunelu do 11 až 15 h po ukončení betonáže. Pro ostění byl použit beton C30/37 XF4 XD3. V době odbednění dosahovala pevnost betonu 10 až 15 MPa, což zaručuje samonosnost ostění zatíženého pouze vlastní vahou a teplotou, neboť zatížení horninovým tlakem v té době plně přenáší primární ostění a zatížení hydrostatickým tlakem vylučuje navržený deštníkový systém hydroizolace. Výsledky geotechnického monitoringu ukazovaly, že deformace primárního ostění se ve všech měřených profilech před zahájením betonáže ustálily. Porovnání předpokladů DZS a výsledků dosažených v RDS ukazuje tabulka 1. V případě spotřeby betonu se však jedná pouze o teoretické hodnoty. K navýšení objemu betonu horní klenby v RDS o 1 746 m3 došlo vlivem dodatečného rozšíření tunelu a zvětšení jeho příčného řezu. Reálně použité množství betonu se od realizační dokumentace rovněž lišilo, neboť kromě teoretického objemu betonu ostění bylo nutné betonem vyplnit i objem geotechnických a technologicky podmíněných nadvýrubů a objem nadvýšení primárního ostění tunelu z důvo-

du stavebních tolerancí a pro deformace primárního ostění, které byly zpravidla menší, než se předpokládalo. Vlastní postup při realizaci Vzhledem k tomu, že ze strany investora vznikl požadavek na urychlení výstavby a zkrácení termínu uvedení stavby do provozu, rozhodl se zhotovitel nasadit na betonáž raženého úseku severního tunelu i navazujícího hloubeného tunelu na portálu Cholupice dvě kompletní sestavy. Každá z nich se skládala z izolatérského vozu (výrobek Renesco), armovacího vozu (výrobek CIFA) a bednící formy (výrobek CIFA). První sestava byla nasazena přibližně v polovině raženého úseku tunelu. Pomocí této sestavy byl vybetonován úsek od bloku S 89 do S 8 (poslední blok raženého úseku tunelu) a dále pokračovala navazujícím hloubeným tunelem od bloku S 7 do S 1. Celkem bylo touto sestavou vybetonováno 993,1 m tunelu s průměrným postupem 5,24 m/den. V hloubeném úseku bylo navíc použito kontrabednění rubu ostění (obr. 6). Vzhledem k tomu, že bednící forma CIFA z této sestavy nebyla uzpůsobena pro snadnou přestavbu na profil nouzového zálivu, byl záliv při betonáži vynechán. Na závěr se provedla betonáž portálového bloku, kde

Obr. 6 Bednění hloubených tunelů Cholupice Fig. 6 Formwork for the Cholupice cut-and-cover tunnels

SO 602

Obr. 9 Graf závislosti objemu injektáže na výšce vrchlíku Fig. 9 Grout injection volume plotted against the top of the arch height

bylo z důvodu jeho komplikovaného tvaru jako doplňkové navíc použito bednění speciálně vyvinuté pro tento účel firmou Nestservis. Druhá sestava byla nasazena od komořanského raženého portálu. Původně sloužila firmě Skanska BS pro betonáž třípruhového hloubeného tunelu ve stavební jámě Komořany a před nasazením musela být uzpůsobena tvaru severního dvoupruhového tunelu. Sestava měla s první sestavou identické složení, s výjimkou armovacího vozu (výrobce Ostu Stettin), který pocházel původně ze stavby Tunelu Klimkovice a pro nasazení na stavbě 513 musel být patřičně uzpůsoben. Pomocí této sestavy bylo provedeno definitivní ostění až do bloku S 89 (začátek úseku první sestavy) opět s vynecháním zálivu. Následně celá sestava couvla zpět k nouzovému zálivu blíže portálu Komořany, kde došlo k náročné přestavbě bednění na zálivový profil (obr. 7). Ačkoli výrobce předpokládal pro přestavbu a přemístění formy do zálivu 40 dní, zhotoviteli se podařilo celou operaci zvládnout za 17 dní. Po betonáži prvního zálivu bylo nutno formu opět přestrojit do typického profilu tunelu, přemístit do druhého nouzového zálivu a celý postup opakovat. Díky více než dvojnásobné transportní vzdálenos-

Tab. 1 Hlavní výměry definitivního ostění severního tunelu Tab. 1 Major volumes of the north tunnel final lining

Obr. 7 Bednící vůz v nouzovém zálivu Fig. 7 Tunnel form traveller at the lay-by Obr. 8 Meniskus ve vrcholu klenby Fig. 8 A meniscus at the top of the arch


Položka Beton horní klenby [m3] Beton patek a spodní klenby [m3] Výztuž horní klenby [t] Ukazatel – výztuž klenby [kg/ m3] Výztuž patek a spodní klenby [t] Ukazatel – výztuž patek [kg/ m3]

8


DZS 16 448 3 770 2 739 167 578 153

RDS 18 194 3 555 1 303 72 187 53

DZS-RDS - 1 746 215 1 436 95 391 100

9

5/2009

39

STAVEBNÍ


10 11

12 13

ti se tentokrát proces protáhl na 21 dní. I tak se jednalo o velmi dobrý výkon, který urychlil celkovou dobu betonáže tunelu. Na závěr byla forma přemístěna na cholupický portál, kde byla stejně jako první forma rovněž demontována. Celkem sestava vybetonovala 757,59 m definitivního ostění, z toho 120 m v nouzovém zálivu s průměrným postupem 6,1 m/den – nepočítáme-li dobu přestavby formy. Veškeré betonáže na raženém i hloubeném úseku tunelu realizovaném firmou Subterra byly zahájeny 14. října 2008 a ukončeny 5. července 2009. Doinjektování vrchlíku klenby Při betonáži definitivního ostění tvoří rubové bednění primární ostění. I když betonáž postupuje zpravidla dovrchně, konzistence betonové směsi neumožňuje úplné vyplnění bloku betonáže a ve vrcholu klenby vznikají po zhutnění a dosednutí směsi nevyplněné menisky (obr. 8). Nejedná se o technologickou nekázeň zhotovitele, ale o známý a v literatuře popsaný jev. Ve vrcholu klenby jsou proto při betonáži osazovány chráničky, které slouží pro dodatečné doinjektování vzniklých menisků. Při délce bloku betonáže 12 m se počet otvorů pohybuje od čtyř do osmi. Doinjektování vrchlíku klenby je prováděno s odstupem cca dvou měsíců a tlak injektážní směsi nesmí překročit 3 bary. Práce postupují dovrchně a pokud začne

injektážní směs vytékat z výše položeného otvoru, je injektáž přerušena, injektážní otvor zaslepen a práce pokračují na výše položeném otvoru. Postupně je prostor vrchlíku kontinuálně vyplněn. Pokud by k tomu nedošlo, byl by oslaben průřez ve vrcholu klenby, a vlivem horninového tlaku by mohlo dojít k dotlačení izolační fólie na obnaženou výztuž a k jejímu porušení. Sanace protržené hydroizolační fólie je velmi obtížná, neboť k průsakům vody ostěním nedochází zpravidla v místě porušené fólie, ale v místě oslabeného betonu ostění. Množství injektážní směsi závisí na tvaru tunelu a při očekávané výšce menisku 100 až 150 mm se pohybuje od 300 do 500 m3 na celou délku raženého úseku tunelu. Za předpokladu vodorovného rozlití betonové směsi a při zanedbání sklonu tunelu ukazuje závislost množství injektážní směsi na výšce menisku graf na obr. 9. Výpočet je proveden pro celý ražený úsek severního dvoupruhového tunelu. Problém zaplnění bočních drenáží injektážní směsí S problematikou doinjektování menisku ve vrcholu klenby zřejmě úzce souvisí závažný problém, který se při výstavbě objevil při kontrole průchodnosti bočních tunelových drenáží. V obou tunelových troubách kamerové zkoušky lokálně zjistily buď částečnou Obr. 10 Drenážní potrubí částečně vyplněné injektážní směsí Fig. 10 Drainage pipe partially filled with grout Obr. 11 Vysokotlaké čištění zainjektovaných drenáží Fig. 11 High-pressure clearing of drains filled with grout Obr 12 Mírně poškozený povrch drenáže po vysokotlakém čištění Fig. 12 Slightly damaged surface of drains after high-pressure clearing Obr. 13 Výztuž krčku tunelové propojky VZT objektu Fig. 13 Reinforcement of the collar of the cross passage between the tunnel and the ventilation structure Obr. 14 Původně navrhovaný VZT rozplet Fig. 14 Original design for the ventilation junction Obr. 15 3D model zjednodušeného podzemního rozpletu Fig. 15 3D model of the simplified underground junction

40


5/2009

STAVEBNÍ

nebo úplnou neprůchodnost drenážního potrubí vlivem zatečení injektážní směsi do potrubí (obr. 10). Situace se opakovala na několika úsecích tunelu. Způsob, jakým k zainjektování drenáží došlo, nebyl dosud objasněn. Aby injektážní směs zatekla do drenáže, musela by proniknout mezi izolační fólií a rubem definitivního ostění až k patce tunelu, prorazit zálivku, kterou je izolační fólie zafixována mezi mezerovitým betonem a patkou ostění, následně prorazit spádový beton, do kterého je drenážní trubka osazena a přes mezerovitý beton protéct do drenáží. I když se tato varianta jeví jako méně pravděpodobná, skutečnou příčinu se zatím nepodařilo zjistit. V každém případě se jedná o skutečnost, která je z hlediska provádění velmi nepříjemná, neboť čištění zainjektovaných

drenáží by proto bylo přínosem pro další projektování a zejména realizaci tunelů u nás. Bednění krčků propojek Krčkem propojky se nazývá většinou kolmý přechod definitivního ostění v místě průniku dvou tunelových trub. Jedná se o průnik tunelových nouzových propojek s hlavními tunelovými troubami (obr. 13). Tvar krčku je vymezen ocelovou formou připevňovanou na tunelový bednící vůz. Zpravidla se jedná o jeden ocelový komponent opakovaně používaný podle počtu tunelových propojek. Většina silničních tunelů má profil horní klenby složený ze dvou i více poloměrů. Tzn. že jakákoli změna výšky či směru napojení znamená rozdílný tvar tunelového zárodku.

14

drenáží je obtížné, zdlouhavé a finančně nesmírně náročné (obr. 11). Zatvrdlá injektážní směs byla rozrušována vysokotlakým vodním paprskem, kdy tlak na trysce dosahoval 180 atmosfér. Limitujícím faktorem byl požadavek na nepoškození drenážního potrubí. Rychlost postupu při čištění lze jen těžko specifikovat, protože závisí na stupni zanesení potrubí. V našem případě se pohybovala v rozmezí 0,5 až 20 m/h (obr. 12). Protože se při realizaci nepodařilo objasnit příčinu zatékání injektážní směsi do drenážního potrubí, byl po zjištění tohoto problému neprodleně zahájen nepřetržitý monitorig a zároveň byl do drenážního potrubí pouštěn proud vody, aby se případné průniky injektáže okamžitě vypláchly a nedocházelo k zatvrdnutí směsi. Obdobný jev byl v menším měřítku zjištěn při kamerových zkouškách i na již provozovaných tunelech Panenská a Libouchec. Objasnění příčiny zainjektovávání


nejnižší hmotnosti z důvodu rychlosti montáže. Tvar lamel byl optimalizován ve vztahu k hodnotám rozvinutých tvarů všech šestnácti tunelových propojek. Maximální odchylka od ideální průnikové křivky byla 12 mm. Výsledkem byla forma teoreticky splňující veškeré kladené požadavky. Praktické nasazení prokázalo vhodnost daného řešení po stránce technické, prováděcí i ekonomické. Dané řešení znamenalo úsporu nákladů na nákup patnácti bednících forem. VZDUCHOTECHNICKÝ

OBJEKT

NOUZOV

Původní návrh Součástí zadávací dokumentace tunelů SOKP 513 byl i požadavek na výstav-

15

Ražené tunely SOKP 513 mají nejen rozdílnou velikost průjezdného profilu (severní tunel je dvoupruhový, jižní třípruhový) ale navíc se příčně celý profil naklápí do oblouků navržené trasy tunelu. Řešení je technicky výhodné z hlediska budování tunelu a jeho vystrojení, avšak každý tunelový zárodek je jiného tvaru a vyžaduje použití vždy nové formy. Mezi oběma tunely se nachází osm tunelových propojek, a tedy šestnáct různých zárodků. Standardním řešením by byla výroba šestnácti tunelových zárodků, každý pro jedno nasazení. Dodavatel bednění krčků propojek firma Nestservice, s. r. o., navrhla konstrukční řešení ve formě univerzální formy zárodku pokrývající všech šestnáct přechodových tvarů. Byla navržena a vyrobena ocelová forma tvořená pláštěm ze vzájemně posuvných ocelových lamel na příhradové konstrukci. Bednění musí splňovat přísné nároky na tuhost a pevnost konstrukce při zachování co


5/2009

bu vzduchotechnického objektu Nouzov, který při vysokých dopravních zátěžích zajišťuje, aby koncentrace škodlivin při provozu nepřekračovaly hygienickými předpisy povolené meze. Objekt se skládá z nadzemní části, kde je umístěna strojovna vzduchotechniky, technologické zázemí a výdechový komín, vzduchotechnické šachty a podzemního vzduchotechnického rozpletu napojeného na oba hlavní tunely. Součástí podzemního rozpletu byla v úrovni DZS kromě poměrně složitého systému chodeb a kanálů i úprava konstrukce ostění obou tunelů v místě napojení na vzduchotechnický objekt. Profil tunelu byl oproti standardnímu tvaru nadvýšen, na bocích tunelu byly navrženy sestupné šachty se žaluziemi pro odsávání znečištěného vzduchu (obr. 14). Čerstvý vzduch byl přiváděn do prostoru nad mezistropem třípruhového tunelu a vyfukován do tunelu v dostatečné vzdálenos41

STAVEBNÍ


16

17 Obr. 16 Betonáž mezistropu vzduchotechnického rozpletu Fig. 16 Casting of the intermediate deck for the ventilation junction Obr. 17 Napojení obchozí VZT štoly na větrací šachtu a propojku Fig. 17 Connection of the by-pass ventilation adit to the ventilation shaft and the cross passage Obr. 18 Lezné oddělení ve výdechové části šachty Fig. 18 A manway compartment in the exhaust part of the shaft

18

ti od nasávacích žaluzií, aby nedocházelo k jeho opětovnému nasávání. Navržené technické řešení nebylo optimální z několika důvodů: • degradace horninového masivu při použití trhacích prací v místě rozpletu; • náročná údržba a zvýšené riziko vzniku chyb při realizaci; • použití speciálního typu bednění na velmi krátkém úseku tunelu; • zmenšení světlé plochy tunelu v místě mezistropu o 25 %. Projektant RDS po dohodě se zástupci zhotovitele i investora přistoupil k optimalizaci technického řešení. Optimalizace technického řešení Ve spolupráci s projektantem vzduchotechniky tunelu byly prověřeny nutné plochy nasávacích a výfukových kanálů. Prioritou bylo zejména odstranění atypických konstrukcí v hlavních tunelech, neboť ty představovaly zásadní problém při splnění požadavku investora na zkrácení termínu uvedení stavby do provozu. Konstrukce mezistropů, zajišťujících přívod čerstvého vzduchu do stoupacího třípruhového tunelu, byla nahrazena obchozí vzduchotechnickou štolou napojenou přímo na vzdu42

chotechnickou šachtu. Vyústění obchozí štoly do třípruhového tunelu bylo navrženo v takové vzdálenosti, aby čerstvý vzduch přiváděný štolou nebyl nasáván se znečištěným vzduchem do výfukové části objektu (obr. 15). Do prostoru vzduchotechnického rozpletu byla posunuta tunelová propojka č. 5, standardně navržená pro únik osob v případě nehody v tunelu. Přidáním mezistropu do propojky vznikl nad ním prostor pro odsávání znečištěného vzduchu z obou tunelů. Prostor pod mezistropem byl využit pro únik osob a pro umístění technologického vybavení tunelu. Vzhledem k tomu, že šachta ústí přímo do tunelové propojky, navrhl projektant na rozdíl od ostatních propojek v místě průniku šachty v propojce spodní klenbu, která lépe přenáší zatížení do podloží. Další opatření k omezení přenosu zatížení ze vzduchotechnické šachty do ostění propojky představovalo zazubení ostění šachty tvořené vyztuženým límcem výšky 1,4 m situovaným nad zaústěním obchozí štoly do vzduchotechnické šachty. Novým návrhem technického řešení vzduchotechnického rozpletu došlo k výraznému zjednodušení díla. Původní podzemní komplex byl redukován

na vzduchotechnickou šachtu a obchozí vzduchotechnickou štolu. Podzemní objekt byl sdružen s tunelovou propojkou, čímž došlo ke snížení pracnosti, i když ostění propojky doznalo změn vytvořením mezistropu (obr. 16) a v oblasti průniku se vzduchotechnickou šachtou. Tvar tunelů a propojky i dimenze ostění zůstaly zachovány. Nadzemní část objektu zůstala po stavební stránce bez výraznějších změn. Zhotovitel tunelů mohl při výstavbě postupovat stejným technologickým postupem, pouze v místě napojení obchozí vzduchotechnické štoly na třípruhový tunel bylo nutné zajistit bednění průniku obou děl. Napojení propojky č. 5 bylo standardní jako v případě ostatních průniků tunelů s propojkami, pouze osa propojky byla posunuta o 1 m od osy bloků v tunelu tak, aby procházela pod vrtem sloužícím pro odvětrávání průzkumné štoly. Výstavba podzemního vzduchotechnického rozpletu Realizace vzduchotechnického objektu byla zahájena hloubením šachty, průměru 7,9 m a hloubky 43 m, z povrchu


5/2009

&/

území se zajištěním stability výrubu primárním ostěním ze stříkaného betonu tloušťky 200 mm se sítěmi KARI a výztužnými ocelovými rámy. Hornina byla odtěžována do tunelu vrtem ∅ 800 mm. Horninový masiv byl po obvodě prokotven krátkými kotvami délky 2 m. Po vyhloubení šachty a vyražení tunelové propojky č. 5 mohla začít instalace mezilehlé fóliové izolace tloušťky 2,5 mm se signální vrstvou a betonáž definitivního ostění propojky. Jedním z nejnáročnějších úseků stavby v popisované části byla realizace průniku propojky, obchozí vzduchotechnické štoly a vzduchotechnické šachty, a to po všech stránkách: izolatérských prácí, montáže armatury, sestavení bednění z komponentů PERI a v neposlední řadě i vlastní betonáže (obr. 17). Po vybetonování ostění v místě průniku již probíhala betonáž definitivního ostění šachty po blocích délky 4 m a tloušťky 300 mm do posuvného bednění PERI posunovaného jeřábem umístěným nad ohlubní šachty. Výztuž definitivního ostění byla upravena tak, aby na vylamovací trny mohla být stykována výztuž dělící stěny, která byla betonována s odstupem za betonáží ostění šachty a při provozu bude oddělovat nasávací a výfukovou část vzduchotechnického objektu (obr. 18). Standardní výztuž definitivního ostění tvořily sítě KARI kladené na oba povrchy ostění, pouze v místě průniků šachty s propojkou a obchozí štolou byla použita prutová výztuž. Z hlediska stavby byla náročným úkolem i příprava bednění obchozí vzduchotechnické štoly. Trasa podkovovitého profilu štoly ležela ve směrovém i výškovém oblouku, což kladlo zvýšené nároky na výrobu i montáž bednění. ZÁVĚR V době publikování článku již byly betonáže ostění ukončeny, a lze rekapitulovat. V průběhu realizace musel projektant i zhotovitel řešit celou řadu neočekávaných situací. Návrhy na provádění změn během výstavby padaly od investora, zhotovitele i projektanta. Reakce partnerů ve výstavbě na navrhované změny nebyly zpočátku vždy pozitivní a k prosazení nového technického řešení bylo nutné najít pádné argumenty. Díky pozitivnímu přístupu všech účastníků výstavby se téměř vždy podařilo dospět ke konsenzu, který vedl ke zjed-

/PWÁQSPHSBNZ QPEMF&VSPLËEÑ

Literatura: [1] Ředitelství silnic a dálnic ČR.: SOKP Stavba 513 Vestec–Lahovice, Tunel Komořany, DZS [2] Pragoprojekt, a. s.: SOKP 513, Změna DSP 06/2007 [3] IKP Consulting Engineers: RDS SO 602 Ražený tunel dvoupruhový [4] IKP Consulting Engineers: RDS SO 609 Výdechový a nasávací objekt Nouzov [5] IKP Consulting Engineers: RDS SO 607 Hloubený tunel dvoupruhový

nodušení provádění a následné údržby i ke snížení rizika vzniku chyb při realizaci díla. Zkušenosti z již provozovaných tunelů i požadavky tunelářské normy hovoří o minimální životnosti tunelu 100 let. I když optimalizace technického řešení v průběhu výstavby naráží na časové i legislativní problémy, určitě stojí za to se, vzhledem k předpokládané životnosti díla, vylepšováním technického řešení zabývat i v této etapě „života“ tunelu. Silniční okruh kolem Prahy, stavba 513 Vestec – Lahovice Ředitelství silnic a dálnic ČR Sdružení Vestec – Lahovice Skanska DS, a. s., Skanska BS, a. s., Zhotovitel Alpine Mayreder, a. s. Podzhotovitel Subterra, a. s. Hlavní inženýr Ing. Libor Mařík, projektu IKP Consulting Engineers, s. r. o. (HIP) 2006 až 2010 Realizace Název projektu Investor

Ing. Radan Bohman Subterra, a. s. Elišky Přemyslovny 380, 156 00 Praha 5 tel.: 602 645 612, fax: 283 850 995 e-mail: [email protected] www.subterra.cz Ing. Libor Mařík IKP Consulting Engineers, s. r. o. Jirsíkova 5, 186 00 Praha 8 tel.: 605 707 767, fax: 255 733 622 e-mail: [email protected] www.ikpce.com Ing. Pavel Stibal Nestservice, s. r. o. Košinova 13, 612 00 Brno tel.: 602 447 809, fax: 543 236 686 e-mail: [email protected] www.nestservece.cz

WFS[F

&/ &/ &/ pWÕQPÀUZ[EÅ QBxFOÅ [¹LMBEÑBTUBCJMJUZ TWBIVQPEMFBLUV¹MOÅDI&VSPLËEÑ pBVUPNBUJDLÁTUBOPWFOÅ OFKOFQÐÅ[OJWÄKtÅDITPVÀJOJUFMÑ pWÕQPÀFUQPEMFWtFDIUÐÅO¹WSIPWÕDI QÐÅTUVQÑ pVWBxPW¹OÅLPNCJOBDÅWFTNZTMVOPSNZ QSP[BUÅxFOÅ pNPxOPTU[BEBUTPVÀJOJUFMFQPEMF MJCPWPMOÁ/¹SPEOÅQÐÅMPIZ

XXXGJOFD[

&/ &/ &/ &/ &/ pEJNFO[PW¹OÅCFUPOV PDFMJ EÐFWBQPEMF BLUV¹MOÅDI&VSPLËEÑ pBVUPNBUJDL¹HFOFSBDFLPNCJOBDÅQPEMF [BUÄxPWBDÅOPSNZ pNPxOPTU[BEBUTPVÀJOJUFMFQPEMF MJCPWPMOÁ/¹SPEOÅQÐÅMPIZ pQPTPV[FOÅMJCPWPMOÁIPUWBSV CFUPOPWÕDIBPDFMPWÕDIQSÑÐF[Ñ pQPTPV[FOÅQPx¹SOÅPEPMOPTUJ pQPTPV[FOÅ.4²J.41 NF[OÅTUBWOBQÄUÅ WCFUPOFDI p#FUPO%QPTPV[FOÅWtFDIWOJUÐOÅDI TJM WÀFUOÄLSPVDFOÅBtJLNÁIPTNZLV

civil engineering software

UFM GBY &NBJMIPUMJOF!GJOFD[

STAVEBNÍ


DEFINITIVNÍ

OSTĚNÍ KABELOVÉHO TUNELU FINAL LINING OF THE VLTAVA TUNNEL MICHAL SEDLÁČEK Článek popisuje systém opatření sloužících k zajištění vodonepropustnosti definitivního ostění při výstavbě kabelového tunelu pod řekou Vltavou. The article deals a design of the waterproof final lining in the Vltava tunnel. Z energetických analýz, které vypracovala Pražská energetika, a. s., vyplynula nutnost realizace kapacitního energetického propojení obou břehů Vltavy mezi městskými částmi Smíchov a Nové Město.

Hlavním důvodem byla především rozsáhlá výstavba v oblasti Smíchova a s tím spojená nutnost zajistit potřebnou energetickou kapacitu. ZÁKLADNÍ ÚDAJE Kabelový tunel Vltava (KT) je situován mezi botelem Admirál a Trojickou ulicí. Výstavba byla zahájena v březnu roku 2007. Tunel je dlouhý 280 m a je veden 24 m pod hladinou Vltavy (uvažována provozní hladina 187,60 m n. m). Pro statický výpočet byla uvažována hladina Q2002 + 300 mm, což představovalo v nejhlubším místě 43 m

VLTAVA vodního sloupce (šachta K35). Světlý profil kabelového tunelu je podkovitý, široký 2,4 m a vysoký 2,6 m v klenbě. Na smíchovském břehu se nachází kruhová šachta K35 o světlém průměru 3,9 m a hloubce 40 m. Na novoměstském břehu se nachází kruhová šachta K36 o světlém průměru 3,2 m a hloubce 26,8 m. ZAJIŠTĚNÍ

VODOTĚSNOSTI


Pro celkovou koncepci hydroizolačního systému kabelového tunelu byl zvolen uzavřený systém hydroizolace. Tento systém

Obr. 1 Situace Fig. 1 Site plan Obr. 2 Podélný profil Fig. 2 Longitudinal section Obr. 3 Schéma aktivace těsnícího plechu Fig. 3 Principle of sealing plate Obr. 4 Těsnění pracovních spár, a) b) Fig. 4 Sealing of daywork joint, a) b) 1 2

Obr. 5 Provizorní uzavření jímky Fig. 5 Temporary closing of sump

4a 4b

5

3

44


5/2009

STAVEBNÍ

výrazně snižuje provozní náklady (odpadá čištění drenáží) a po dostavbě kabelového tunelu nenarušuje režim podzemních vod. Definitivní ostění se v nejhlubším místě nachází 43 m pod hladinou Vltavy, to odpovídá tlaku 430 kPa (= 4,3 bary = 4,244 atm). Na tento vodní sloupec bylo navrženo jak definitivní ostění, tak i pracovní a dilatační spáry. Vodotěsnosti betonu zde bylo docíleno použitím lité, snadno zhutnitelné betonové směsi C25/30 – XA2 SVC – XC2 – Dmax 16 – S5 v kombinaci s použitím prostředků sekundární krystalizace. Podle TKP ČD (Kapitola 20 – Tunely) je beton považován za vodotěsný pokud maximální hloubka průsaku nepřekročí 25 mm. Na zkušebních vzorcích byla naměřena maximální hloubka průsaku 23 mm. Vodotěsnost pracovních spár byla zajištěna použitím těsnících plechů oboustranně pokrytých speciální minerální vrstvou. Dostane-li se do blízkosti této vrstvy voda, rozběhne se chemická reakce, během níž se vytváří krystalické jehličky postupně prorůstající do pórové struktury betonu – tím z něho vytlačují vodu. Dokonalé spojení těsnícího plechu s betonovou směsí je zajištěno zdrsněným povrchem plechu a omezením velikosti maximálního zrna kameniva použitého pro betonovou směs. Pro bezpečné zaručení vodotěsnosti pracovních spár byly těsnící plechy doplněny pojistným systémem injektážních hadiček s vyústěním po 10 m. Vodotěsnost dilatačních spár byla zajištěna použitím vnitřního PVC-P pásu do dilatačních spár v kombinaci s pojistným systémem injektážních hadiček.

Postup při uzavírání čerpací jímky byl následující: po dokončení definitivního ostění tunelu a šachet byl otvor ve dně šachty provizorně uzavřen ocelovým poklopem. Tím došlo k postupnému vyrovnání hladiny podzemní vody na původní hladinu. Následně byla uskutečněna prohlídka definitivního ostění za účelem zjištění možných průsaků. V případě zjištění lokálních průsaků mohl být ocelový poklop odstraněn a sanační práce prováděny při sníženém vodním tlaku za definitivním ostěním. Po úspěšném dokončení sanačních prací se mohlo přistoupit k napojení výztuže a zabetonování dna šachty. ZÁVĚR Při prohlídce KT Vltava uskutečněné v září 2009 (tzn. po dvanácti měsících provozu) nebyly zjištěny žádné průsaky do díla. Systém opatření sloužících k zajištění vodonepropustnosti definitivního ostění je tedy možné považovat za zcela funkční a účinný. Závěrem je třeba poděkovat investorovi, který na své stavbě umožnil aplikovat popsanou technologii.

Ing. Michal Sedláček KO-KA, s. r. o., Thákurova 7, 166 29 Praha 6 tel.: 731 412 556, e-mail: [email protected]


6 Obr. 6 Napojení výztuže Fig. 6 Bar to bar connection Obr. 7 Stav KT Vltava po 12 měsících provozu, a) b) Fig. 7 Vltava tunnel after 12 months of using, a) b) Fotografie: archívy firem KO-KA, s. r. o., a Metrostav, a. s.

7b

7a

UZAVŘENÍ ČERPACÍ JÍMKY Zajímavým problémem bylo uzavření čerpací jímky ve dně šachy K35. Jímka měla pouze dočasnou funkci a v konečném stadiu mělo dojít k jejímu zabetonování tak, aby dno šachty vydrželo tlak 43 m vodního sloupce. Silné přítoky vody do díla neumožňovaly zastavit čerpání na dobu nutnou ke stykování nosné výztuže svary či chemickými kotvami. Nosné napojení výztuže bylo tedy realizováno šroubovanými spojkami LENTON (P13+P15). U tohoto systému stykování nedochází ke snížení únosnosti výztužných prutů vlivem spojek a lze uvažovat jejich plné využití. Literatura: [1] Firemní materiály firmy Schomburg


5/2009

45

STAVEBNÍ


NEVYZTUŽENÉ BETONOVÉ NOVÉHO SPOJENÍ

KLENBY ŽELEZNIČNÍCH TUNELŮ

UNREINFORCED CONCRETE VAULTS IN RAILWAY TUNNELS OF NEW CONNECTION IN PRAGUE MIROSLAV MAREK, RADOMÍR PUKL, MICHAL GRAMBLIČKA, MICHAL SEDLÁČEK Příspěvek popisuje návrh a posouzení definitivních ostění kleneb železničních tunelů, realizovaných prvně na českém území z nevyztuženého betonu. Design of final lining in vaults of railway tunnels, which has been made from plain concrete for the first time in the Czech Republic, is presented. Plány na propojení pražských železničních nádraží mají dlouhou historii, sahající hluboko do minulého století. Teprve naše generace však měla to štěstí, že se mohla

podílet na návrhu a realizaci tzv. Nového spojení, které propojuje železniční stanice Praha hlavní nádraží a Masarykovo nádraží s Libní, Vysočany a Holešovicemi. Stavba svým významem přesahuje pražskou aglomeraci, protože umožňuje průjezd vlakových souprav z východu a severu republiky na jih a západ. Současně doplňuje městskou dopravu o prvek, který je velice dobře znám z měst na západ od našich hranic, a to městskou železnici (tzv. S-Bahn). Že tato koncepce může dobře sloužit, ukázaly i katastrofální záplavy v roce 2002, kdy po zatopení pražského metra byla železnice spolehlivým dopravním prostředkem pro velké množství cestujících. Stavba je výjimečná také 450 m dlou-

hou čtyřkolejnou estakádou, která přivádí železnici od hlavního pražského nádraží k úpatí masivu Vítkova, v jehož podélné ose byly v letech 2004 až 2008 realizovány dva dvoukolejné tunely délek 1 365 a 1 316 m. Ražby tunelů dle principů Nové rakouské tunelovací metody probíhaly v ordovických horninách pomocí trhacích prací. Podrobnější informace najdou zájemci v dalším článku tohoto časopisu o Vítkovských tunelech. Tento příspěvek představuje návrh a statické posouzení tunelové klenby z prostého betonu. VÍTKOVSKÉ TUNELY Oba Vítkovské tunely, severní a jižní, jsou navrženy v celé své délce jako dvoukolejné. V portálech (obr. 1), v úsecích s nepříznivými geologickými podmínkami a v místech křížení s jinými podzemními objekty byla navržena spodní klenba, jinak mají tunely patky. Po dokončení ražeb byla na vyztužený stříkaný beton upevněna hydroizolační fólie, která byla napojena na drenážní systém tak, aby se v masivu zabránilo vzniku hydrostatického tlaku podzemních vod. Poté probíhala betonáž kleneb pomocí posuvného ocelového bednění délky 12,3 m. DEFINITIVNÍ

OSTĚNÍ RAŽENÝCH

TUNELŮ

Definitivní ostění ražených tunelů (obr. 2) bylo navrženo jako monolitická betonová konstrukce. Vzhledem k proměnlivým geologickým podmínkám a podzemním objek-

1 Obr. 1 Pohled na západní portály tunelů Fig. 1 West tunnel portals

2

Obr. 2 Pohled do hotového tunelu Fig. 2 View into the tunnel tube Obr. 3 Vzorový příčný řez dvoukolejným tunelem Fig. 3 Tunnel cross section Obr. 4 Schéma nelineárního materiálového chování modelu betonu Fig. 4 Scheme of the nonlinear material model response for concrete Obr. 5 Výpočetní model ostění s pružným uložením Fig. 5 Structural model with spring supports Obr. 6 Gaussova křivka rozdělení pevnosti betonu Fig. 6 Gaussian distribution of concrete strength

46


5/2009

STAVEBNÍ

tům byla definitivní konstrukce v ražených částech realizována z nevyztuženého (cca. 60 % celkového množství) i z vyztuženého betonu (cca. 40 %). Základním tvarem ostění je kruhová horní klenba o vnitřním poloměru 5,7 m. Světlá výška tunelu je 8,37 m a minimální šířka 11,4 m. Minimální tloušťka horní betonové klenby tunelu je 0,35 m. V opěří se směrem dolů tloušťka ostění zesiluje na 0,48 m (obr. 3). Návrh a posouzení ostění z prostého betonu Návrh nevyztuženého ostění byl proveden pomocí nelineární analýzy metodou konečných prvků v programu ATENA 2D. Program umožňuje modelovat chování a odezvu konstrukce včetně vzniku a šíření trhlin v taženém betonu až do případného porušení konstrukce. Pro realistický výpočet odezvy betonových konstrukcí byly použity nelineární materiálové modely uvažující všechny důležité aspekty chování betonu v tlaku

i v tahu (obr. 4). Vznik trhlin je kontrolován tahovou pevností betonu, otevírání a šířka trhlin závisí na lomové energii materiálu. Pro beton v tlaku byl použit plasticitní model, který je schopen realisticky postihnout drcení betonu při víceosé napjatosti a zvýšení tlakové pevnosti v důsledku příčného sevření. Výpočty byly provedeny ve stavu rovinné deformace, která dobře vystihuje chování ostění ve střední části tunelu. Model konstrukce (příčný výsek ostění tloušťky 1 m, obr. 5) byl v řezu rozdělen na plošné konečné prvky o směrné velikosti 0,05 m. Celý model byl tvořen zhruba čtyřmi tisíci izoparametrických konečných prvků. Důležitým aspektem chování ostění tunelu je interakce vlastní konstrukce s okolním horninovým prostředím. Horninové prostředí bylo modelováno jednak konečnými prvky s vlastnostmi horniny (plasticitní materiálový model Drucker-Prager), a jednak uložením modelu ostění na nelineárních pružinách s vylou-

3

4

5

6


5/2009


čením tahového působení. Výpočtové hodnoty vlastností horninového prostředí byly odvozeny z materiálových vlastností použitých v pravděpodobnostním řešení primárního ostění, při němž byl uvážen vliv proměnlivosti prostředí na hodnoty zatížení ostění a na tvorbu porušených oblastí v okolí tunelu. Tuhost pružin v radiálním i tangenciálním směru byla stanovena na základě postupů a vztahů uvedených ČSN 73 7501 pro modul reakce horninového prostředí. Definitivní ostění tunelu v ražené části bylo navrženo z prostého betonu třídy C25/30. Pro posouzení mezního stavu použitelnosti (MSP) byly ve výpočtech použity charakteristické hodnoty materiálu, pro posouzení mezního stavu únosnosti (MSU) byly použity návrhové hodnoty materiálu. Pro účely posouzení globální spolehlivosti konstrukce se uvažovalo rovněž se středními materiálovými hodnotami. Dílčí součinitel materiálu γc se v mezních stavech únosnosti podle dopo-

47

STAVEBNÍ


7

9

8

10 Obr. 7 Schéma zatížení klenby horninovým tlakem 0,120 MPa Fig. 7 Scheme of the vault loading by ground pressure of 0,120 MPa Obr. 8 Znázornění výsledků pro MSP – trhliny, deformace Fig. 8 Representation of results for SLS – cracks, deformations

ručení uvedeného v ČSN EN 1992-1-1 pro konstrukce z prostého betonu uvažoval hodnotou γc = 1,8 (obr. 6). Základová patka definitivního ostění byla vyztužena pruty ∅16 mm z oceli R 10 505 s dokonalou soudržností. Zatížení definitivní konstrukce Definitivní ostění ražených tunelů bylo ve výpočtu zatěžováno kombinacemi stálých, krátkodobých a dlouhodobých samostatných zatížení. Konstrukce byla postupně ve výpočtových krocích zatěžována: • vlastní tíhou konstrukce – pro výpočet zatížení od vlastní váhy konstrukce byly použity vstupní parametry objemové hmotnosti betonu γd = 24 kN/m3; • smrštěním a dotvarováním – velikost poměrného přetvoření betonu od smrštění εcs byla stanovena dle ČSN EN 1991-1 hodnotou εcs = 0,000112; • teplotními změnami, oteplením a ochlazením – v kombinacích zatěžovacích stavů byl zohledněn stav rovnoměrné48

ho i nerovnoměrného oteplení a ochlazení, jehož intenzita je závislá na vzdálenosti sledovaného úseku od portálu a ročním období, ve výpočtu byly použity hodnoty odpovídající vzdálenosti od 200 do 1000 m od portálu; • horninovým tlakem – zatížení bylo stanoveno na základě výsledků matematického modelovaní ražeb tunelu metodou konečných prvků. Ve výpočtu bylo uvažováno zatížení jako spojité, po celém obvodu definitivního ostění kolmo k jeho povrchu, při plném zatížení konstrukce horninovým tlakem dosáhne plošné zatížení hodnoty 120 kPa (obr. 7). Toto zatížení bylo dosaženo ve výpočtovém kroku 26, jehož výsledky byly použity pro posouzení použitelnosti a únosnosti konstrukce z hlediska mezních stavů. Ve výpočtech bylo ostění dále zatěžováno horninovým tlakem až do porušení. Výsledná únosnost (odolnost) konstrukce byla vyhodnocena – při výpočtu s návrhovými hodnotami došlo k porušení konstrukce při

více než pětinásobném přetížení ostění zemním tlakem. Posouzení definitivní konstrukce z hlediska mezního stavu použitelnosti (MSP) Posouzením mezních stavů použitelnosti (MSP) se prokazují vlastnosti betonové konstrukce z hlediska potřeb uživatele objektu. Cílem posudku betonové konstrukce dle mezních stavů použitelnosti je zabránění takovým stavům konstrukce, při kterých by bylo omezeno užívání objektu. Konstrukce definitivního ostění tunelů jsou posuzovány na mezní stav šířky trhlin a mezní stav přetvoření dle ČSN EN 1992-1-1 (obr. 8). Limitní hodnoty přípustných posunů ostění jsou dány velikostí Δlim = 50 mm. Maximální průhyb klenby ve výpočtech dosáhl 15 mm (obr. 9). Norma ČSN EN 1992-1-1 nestanovuje žádné omezení šířky trhlin pro konstrukce z prostého betonu. Proto byl při jednání zúčastněných firem dohodnut mechanismus posouzení


5/2009

STAVEBNÍ

11


12

Obr. 9 Průběh monitorované deformace m1 – svislý průhyb vrcholu klenby [m] Fig. 9 Monitored value m1 – vertical deflection of vault top [m] Obr. 10 Detail otevření trhlin [m], svislé napětí [MPa] Fig. 10 Detail of cracks opening [m], vertical stresses [MPa] Obr. 11 Průběh vnitřních sil M, N [MNm, MN] Fig. 11 Internal forces M, N [MNm, MN] Obr. 12 Interakční diagram pro prostý beton Fig. 12 Interaction diagram for plain concrete Obr. 13 Limitní kombinace návrhových hodnot normálového a smykového napětí Fig. 13 Limit combination of design values of normal and shear stresses

konstrukce na mezní stav šířky trhlin a stanovena maximální šířka trhliny hodnotou 1 mm. Ve výpočtu byla dosažena maximální šířka trhliny 0,14 mm (obr. 10). Posouzení definitivní konstrukce z hlediska mezního stavu únosnosti (MSU) Po ukončení výpočtů s návrhovými hodnotami materiálu (beton C25/30) byly graficky (obr. 11) i tabulkově zpracovány průběhy vnitřních sil na konstrukci (ohybové momenty M [MNm], normálové síly N [MN] a posouvající síly Q [MN]) pro veškeré zatěžovací stavy a jejich kombinace. Následně bylo možno zobrazit a vyčíslit veškeré potřebné informace o konstrukci v kterékoli fázi jejího zatěžování. Jednotlivé tloušťky ostění nevyztuženého profilu byly posouzeny na zatížení kombinací ohybu a normálové síly (obr. 12). Dále bylo provedeno posouzení limitních kombinací normálového a smykového napětí (obr. 13), neboť

13

při kombinaci namáhání prvku z prostého betonu smykem za mimostředného tlaku je průřez schopen přenést smykové napětí pouze v závislosti na současně působícím tlakovém normálovém napětí v tomto průřezu. Do takto sestrojených grafů byly zakresleny všechny návrhové kombinace vnitřních sil. Na základě provedených vyhodnocení lze konstatovat, že definitivní ostění je plně spolehlivé. Pro mezní stav únosnosti byly rovněž posouzeny interakce momentu a normálové síly vyztužené základové patky, návrhová únosnost jejího průřezu a schopnost přenosu smykové síly. Základová spára patek byla posouzena na únosnost a na usmýknutí. Z hlediska možného usmýknutí byly prověřeny i kontaktní spáry mezi ostěním a patkou. Globální součinitel bezpečnosti odolnosti ostění Globální součinitel bezpečnosti konstrukce z hlediska její odolnosti (únosnosti) lze vyhodnotit jako poměr střední hodnoty


5/2009

odolnosti k odolnosti spočtené s návrhovými hodnotami materiálu. Střední hodnota odolnosti konstrukce je u běžných stavebních konstrukcí obvykle blízká odolnosti spočtené se středními hodnotami materiálu. Za tohoto předpokladu vychází globální součinitel bezpečnosti pro odolnost analyzovaného ostění vůči horninovému tlaku v rozmezí 1,34 až 1,49 podle předpokládaného průběhu nerovnoměrného teplotního pole, jehož účinky se kombinují s horninovým tlakem. Ošetřování čerstvého betonu Betonáž kleneb probíhala pomocí posuvného ocelového bednění délky 12,3 m s ošetřováním betonu v prvních dnech po odbednění. K běžně používanému ochrannému nástřiku sloužícímu k zabránění rychlého odpaření vody z konstrukce, nanášeného neprodleně po odbednění, přibyly dva ošetřovací vozy (obr. 14). Vozy byly umístěny bezprostředně za bednícím vozem a poskytly betonům nových kleneb ochranu tři až čtyři dny v závislosti na délce 49

STAVEBNÍ


Obr. 14 Ošetřování mladého betonu Fig. 14 Curing of young concrete Obr. 15 Pohled na dokončený dvoukolejný tunel Fig. 15 Finished final lining of the double-track railway tunnel Obr. 16 Čestné uznání ČKAIT za projekt nevyztuženého ostění Fig. 16 Czech Chamber of Chartered Engineers and Technicians (ČKAIT) Award of the project

14

16

ce, a v konečném důsledku vede k všestranným a výrazným úsporám při realizaci stavebního díla. Použitím uvedeného postupu byly prokázány potřebné vlastnosti nosné konstrukce, a současně byl vytvořen prostor pro úspory materiálu (výztuže) při výstavbě díla a pro zkrácení doby výstavby snížením pracnosti oproti vyztuženému profilu. V článku byly úspěšně využity výsledky výzkumného projektu GAČR 103/08/1527 „Globální formát posuzování bezpečnosti železobetonových konstrukcí“. Ing. Miroslav Marek tel.: 267 094 134 e-mail: [email protected]

15

trvání betonážního záběru. Použitím ošetřovacích vozů byla zajištěna ochrana proti proudění vzduchu při líci ostění. Tím došlo ke zvýšení vlhkosti vzduchu u čerstvé klenby a bylo zabráněno rychlému vysychání betonu konstrukce, což omezilo vznik smršťovacích trhlin. V závěrečné fázi betonáže horních kleneb proběhlo ve spolupráci s Katedrou experimentální geotechniky Stavební fakulty ČVUT měření sloužící k porovnání průběhu hydratace betonu s ochranou ošetřovacích vozů a bez ní. Celkem bylo osazeno šestnáct čidel ve dvou profilech a měření probíhalo až do ustálení teplot betonu. Výsledky budou využity pro zlepšení efektivity technologických postupů při betonáži kleneb tunelů z prostého betonu. 50

ZÁVĚR Nevyztužené ostění tunelů Nového železničního spojení v Praze (obr. 15) bylo navrženo s podporou materiálově nelineární analýzy metodou konečných prvků. Realizace trvalého tunelového ostění železničního tunelu z prostého betonu je v rámci České republiky ojedinělá. Metodika návrhu nevyztužené tunelové konstrukce pomocí nelineární numerické analýzy je originální v celosvětovém měřítku. Kombinace obou postupů přinesla úspěšné rozšíření a doplnění postupů běžně používaných ve stavební praxi. Proto byl projekt oceněn čestným uznáním ČKAIT (obr. 16). Zkušenost z tohoto projektu ukázala, že využití progresivních metod návrhu podporuje optimální návrh konstruk-

Ing. Michal Gramblička tel.: 267 094 323 e-mail: [email protected] oba: SUDOP Praha, a. s. Olšanská 1a, 130 80 Praha 3 www.sudop.cz Ing. Radomír Pukl, CSc. Červenka Consulting, s. r. o. Na Hřebenkách 55, 150 00 Praha 5 tel.: 220 610 018, fax: 220 612 227 e-mail: [email protected] www.cervenka.cz Ing. Michal Sedláček KO-KA, s. r. o. Thákurova 7, 166 29 Praha 6 tel.: 224 355 4684, fax: 233 320 329 e-mail: [email protected] www.ko-ka.cz


5/2009

MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY

VÝVOJ

A SOUČASNÝ STAV POUŽITÍ BETONU NA PODZEMNÍCH STAVBÁCH V ČR DEVELOPMENT AND CURRENT STATE OF USE OF CONCRETE IN UNDERGROUND STRUCTURES IN THE CZECH REPUBLIC MIROSLAV UHLÍK Příspěvek se zabývá přehledem podzemních liniových staveb v ČR, na kterých bylo použito betonu. Mapuje jejich vývoj za posledních 45 let, kdy se podzemní stavitelství v ČR výrazně rozvinulo hlavně zásluhou zkušeností ze stavby 50 km dlouhé tlakové štoly pro zásobování Prahy pitnou vodou ze Želivky (1964 až 1972). Zásadní vliv na tento vývoj měl mohutný rozkvět tohoto oboru v technicky vyspělých státech světa a odborná spolupráce mezi nimi i za naší účasti. This article lists underground linear constructions in the Czech Republic in which concrete was used. It maps their development during the last 45 years, when underground building in the Czech Republic developed significantly thanks to the experience gained during the construction of a 50 km long pressure tunnel for supplying Prague with drinking water from the Želivka River (1964 to 1972). The flowering of the branch in technologically advanced countries of the world and

specialist cooperation among them with the participation of the Czech Republic had a principal influence on this trend. Páté letošní číslo časopisu BETON TKS nese podtitul „Tunely a podzemní konstrukce“. Za uplynulých 45 let se obor podzemní stavitelství u nás výrazně rozvinul. Vše začalo na Podzemním přivaděči pitné vody ze Želivky do Prahy. Vlastní stavbě předcházela pokusná štola na Štěpánovském potoce, kde v roce 1964 zkoušela pověřená firma (dnes Subterra, a. s.) optimální technologie ražby a v té době u nás nepoužívanou technologii vyztužování výrubu pomocí stříkaného betonu. Zkoušky dopadly přesvědčivě, a tak na jejich základě byl dokončen projekt, plán organizace výstavby i výběr mechanizmů, které bylo nutno pořídit pro toto ojedinělé dílo – 50 km dlouhý tlakový přivaděč pitné vody. Začala nová éra českého podzemního stavitelství. Od té doby provedly české nově vznikající firmy desítky podzemních staveb u nás i v cizině, ve většině z nich hrál beton základní roli.

BETON

NA PODZEMNÍCH LINIOVÝCH

STAVBÁCH

Podzemní liniové stavby se člení na dvě základní kategorie: štoly a tunely. Kritériem je velikost plochy raženého výrubu. Plocha výrubu štol se udává do 16 m2, nad tuto velikost jde o tunely. Další rozlišení podle účelu, technologie provádění atd. není pro tento příspěvek podstatné. Nejbohatší historii mají u nás železniční tunely, a to již od roku 1842. Do třicátých let 20. století jich u nás vzniklo cca 140 o celkové délce kolem 30 km. U těchto staveb platily tzv. normálie – vzorové listy pro výstavbu tunelů na železnicích bývalého RakouskaUherska. Obezdívka těchto tunelů je z kamenného zdiva. Až v poválečném období se začal

Obr. 1 Dvoukolejný železniční tunel Nové spojení Praha Fig. 1 Two-rail railway tunnel Nové spojení, Prague

1


5/2009

51

MATERIÁLY MATERIALS

A TECHNOLOGIE AND TECHNOLOGY

na železničních tunelech používat beton. Nejprve na tzv. Novosedelském tunelu (1974 až 1980), který byl vybudován v otevřené rýze a vyztužen železobetonovými prefabrikáty z betonu B330 s ocelovou výztuží. Ty byly vyráběny v ocelových formách. Následoval Vinohradský tunel III (1983 až 1989), který byl ražen tzv. pražskou prstencovou metodou, jež využívala k okamžitému vyztužování výrubu železobetonového prefabrikovaného ostění ∅7,8/8,8 m. Šířka prstenců tohoto trvalého ostění byla 0,75 m, tloušťka 0,25, resp. 0,5 m. Březenský tunel (2000 až 2007) byl navržen za použití metody obvodového vrubu, kde je výztužným prvkem stříkaný beton třídy C20/25 a tloušťky 200 mm vytvářející konické předklenby. Na tento stříkaný beton byly kladeny zvýšené nároky pokud jde o rychlost nárůstu pevnosti v počátečním stadiu po nanesení do vrubu (za 24 h min. 17 MPa, po 28 dnech 28 MPa). Po mimořádné události v roce 2000 bylo toto ostění předkleneb posíleno vrstvou stříkaného betonu s celoobvodovými příhradovými skružemi. Definitivní ostění je z betonu třídy C20/25 s příhradovou výztuží doplněnou volnými příložkami a svařovanými sítěmi. Betonáž opěří a klenby tunelu se prováděla pomocí bednicího vozu délky 10 m.

Klíčová stavba pražského železničního uzlu Vítkovské tunely – Nové spojení (2004 až 2008) představuje dosavadní technický vrchol mezi železničními tunely u nás (obr. 1). Dva dvoukolejné tunely jsou vedeny v podélné ose masivu vrchu Vítkov v osové vzdálenosti 32 m v délce 1 365 m (jižní tunel) a 1 316 m (severní tunel). Ostění ražených částí je dvouplášťové, primární a sekundární s mezilehlou polyethylenovou fólií tloušťky 3 mm. Spodní klenba tunelu izolována není. Dočasné ostění je tvořeno stříkaným betonem SB20 v tloušťkách 200 až 300 mm. Výztuž tvoří ocelové sítě a ocelové příhradové ramenáty, doplněné hydraulicky upínanými svorníky délky 3 až 6 m. Trvalé ostění tloušťky 300 mm je tvořeno vyztuženým nebo nevyztuženým monolitickým betonem C25/30. Ostění hloubených částí tunelů, kterých je u portálů celkem 280 m, je tvořeno uzavřenými železobetonovými prstenci tloušťky 600 mm. Oba portály jsou s ohledem na svou dominantní polohu důkladně architektonicky propracovány. Od roku 2000 se u nás realizují železniční tunely na koridorových tratích. Pro Českou republiku byly Mezinárodní železniční unií definovány čtyři tranzitní železniční koridory o celkové délce 1 962 km. Jsou zařazeny do tzv. panev-

ropských koridorů. To vyvolalo nutnost přestavby stávajících tratí, jejichž parametry nevyhovují potřebám vyšší rychlosti (až 160 km/h). Nové návrhové parametry si vynucují řadu nových objektů, především mostů a tunelů. Dosud bylo vybudováno osm tunelů a řada dalších se projektuje nebo již realizuje. Každá z tunelových staveb má svá specifika, nicméně některé parametry jsou jim společné. Světlý průřez dvoukolejných tunelů je cca 75 m2, ražba se provádí podle zásad Nové rakouské tunelovací metody (NRTM) s primárním ostěním ze stříkaného betonu C16/20 tloušťky 150 až 350 mm s ocelovými příhradovými výztužnými oblouky, svařovanými sítěmi a horninovými svorníky. Definitivní ostění je obvykle z monolitického železobetonu C25/30 tloušťky 350 mm. Vodotěsná izolace je mezilehlá tvořená fólií tloušťky 2,5 mm. Automobilové tunely na silnicích a dálnicích nemají u nás zdaleka takovou tradici jako tunely železniční. Dosud je na našem území v provozu celkem osmnáct automobilových tunelů, z čehož deset je na území měst. Jejich celková délka je 9,64 km, tj, cca 0,008 % délky silniční sítě. Městské tunely jsou reprezentovány stavbami Strahovský tunel a tunel Mrázovka v Praze, Pisáreckým tunelem a Královo-

2

52


5/2009


3

polským tunelem (ve výstavbě) v Brně. Ve stadiu výstavby je tunelový komplex Blanka na Městském okruhu v Praze. Dálniční tunely, jako je tunel Panenská na D8, Klimkovice na D47 (obr. 2), tunel Lochkov a Komořany (oba ve výstavbě) na Pražském silničním okruhu mají stejně jako městské tunely společnou vlastnost a tou je široké uplatnění betonu při ražbě i definitivním vyztužování. Převládá NRTM a monolitická železobetonová obezdívka s mezilehlou izolací. Významným zástupcem podzemních liniových staveb je pražské metro. Začátky jeho výstavby byly poznamenány přebíráním sovětských zkušeností, konstrukčních prvků i mechanizmů do našich projektů (trasa C). Za všechny uveďme litinové montované ostění traťových i staničních tunelů, u kterých se nebrala do úvahy jejich materiálová dostupnost a cena. Teprve později přišel na řadu beton, který dnes ve všech projektech nových tras pražského metra dominuje. Podzemní objekty městské infrastruktury, jako jsou kolektory (obr. 3), kanalizační řady, vodovodní štoly, kabelové tunely, jsou u nás většinou budovány s betonovým ostěním pomocí teleskopického bednění. Základní problém u tohoto typu staveb, zejména kanalizací, je ochrana betonového ostění proti korozi. V případě Kmenové stoky K v Praze bylo použito ztraceného bednění z odol-

4

né hmoty na bázi syntetické pryskyřice zvané berol. U menších projektů se použilo ztraceného bednění vejčitého tvaru ze sklolaminátu (obr. 4). V případech stok s volnou hladinou se volí ochrana kynety keramickými obklady. U jiných typů staveb se často používá montované ostění ze železobetonových dílců. Vyskytují se i stavby s definitivní obezdívkou ze stříkaného betonu. Speciální užití betonu nacházíme u podzemního zásobníku plynu Háje, který využívá chodeb v hloubce 1 100 m ve vytěženém masivu bývalého uranového dolu. Tyto chodby jsou v absolutní většině nevyztuženy. Beton přišel ke slovu při realizaci tlakových uzávěrů, které oddělují rošt zásobníku od původního důlního pole. Jde o čtyři zátky o délce 10 m zhotovené nástřikem drátkobetonu na osazený pancíř. Zkoušky technologie zhotovení zátek a komplexní zkoušky systému beton – kontaktní zóna – hornina proběhly v podzemní laboratoři na zkušebních zátkách. Pro jejich realizaci bylo využito stříkaného drátkobetonu (B40/3,8V12) mokrou cestou s vysokým obsahem drátků (až 90 kg/m3). ZÁVĚR Z tohoto rámcového přehledu plyne, že beton ve své mnohotvárné podobě je nedílnou součástí většiny podzemních staveb současnosti. Oba technické obory,


5/2009

Obr. 2 Dálniční tunel Klimkovice Fig. 2 Motorway tunnel Klimkovice Obr. 3 Sdružený kolektor v Brně – ostění ze stříkaného betonu Fig. 3 Combined collector in Brno – lining from sprayed concrete Obr 4

Fig. 4

Kanalizace Brno – příklad použití ztraceného bednění z plastické hmoty Pipeline Brno – an example of exploitation of permanent shuttering from plastic

Literatura: [1] Podzemní stavitelství v České republice, vydavatel Satra 2007 [2] Časopis Tunel, ročníky 1992 až 2009, vydává Český tunelářský komitét ITA/AITES

podzemní a betonové stavitelství, se vzájemně ovlivňují a odborná spolupráce na tomto poli může přinést prospěch všem zúčastněným. Fotografie: archív Subterra, a. s. Ing. Miroslav Uhlík Subterra, a. s. Bezová 1658, 147 14 Praha 4 mob.: 602 244 508 e-mail: [email protected]

53



BETONY NOVÉHO

ŽELEZNIČNÍCH VÍTKOVSKÝCH TUNELŮ SPOJENÍ V PRAZE CONCRETES RAILWAYS TUNNELS IN PRAGUE NEW CONNECTION MICHAL GRAMBLIČKA, MICHAL BEŇOVIČ, VÁCLAV BRAUN Příspěvek stručně popisuje stavbu, konstrukce a technologické postupy při realizaci extrémně členitých hloubených tunelů. The contribution describes briefly the construction, design and technology procedures for implementing extremely rugged excavated tunnels. Přesně před rokem byla do zkušebního provozu spuštěna největší stavba sloužící železniční dopravě v Praze. Stavba, tak viditelná, že není možné ji ve městě, např. při pohledu z Pražského hradu, přehlédnout, nese jméno Nové spojení a navzájem propojuje pražské železniční stanice. Otevření Nového spojení ukončilo celkovou přestavbu centrálního železničního uzlu, když její začát-

1a 1b

ky se datují do sedmdesátých let minulého století. Vítkovské tunely Nového spojení řeší napojení centrálního železničního nádraží na budoucí průchod vysokorychlostních tratí z východu a severu České republiky a umožňují napojení tratí příměstské a meziměstské dopravy napříč hlavním městem a doplňují tak tento segment dopravy, který průjezd od východu na západ, nebo i ze severu na jih přes centrum města zatím neumožňoval. Pražská nádraží a železniční síť na území Prahy vznikaly zapojováním tratí z různých směrů, kdy každá z tratí si budovala své pražské nádraží, aniž by se kdokoliv staral o jejich vhodná propojení. Tak vzniklo roku 1830 první pražské nádraží před Bruskou, bránou na druhé koněspřežné dráze pražskoplzeňské, o patnáct let později byl zahájen provoz na větvi c. k. Severní státní dráhy z Olomouce do Prahy a spolu s již tehdy plánovanou tratí do Drážďan byl pro její pražské nádraží vybrán prostor dnešního Masarykova nádraží (obr. 1). Další pražské nádraží vzniklo v roce 1862 při stavbě České západní dráhy z Prahy do Plzně na Smíchově, pod názvem Nádraží Praha. V roce 1871 vznikla Dráha císaře Františka Josefa z Českých Budějovic do Prahy s nádražím Františka Josefa na úpatí Vinohrad (dnešním Hlavním nádražím). Novodobou historii pražského želez-

ničního uzlu je možno počítat od roku 1910, kdy vznikla „Pražská nádražní komise”, která měla najít cestu ke komplexnímu řešení pražské železniční sítě s úvahou o oddělení nákladní a osobní dopravy a jejím soustředění do ústředního osobního nádraží. Realizace prvých počinů v tomto směru přerušila nebo oddálila I. světová válka. Všechny doplňující stavby zlepšovaly funkci dopravy, nemohly ale odstranit nekoncepčnost historické výstavby. Kromě toho se dostávala zastaralá železniční zařízení do kolize s funkcemi a požadavky na rozvoj města. Protože účastnící výstavby již publikovali svoje příspěvky převážně v publikacích a časopisech zaměřených více na podzemní stavby, dovolujeme si Vás v tomto speciálním čísle časopisu seznámit s některými zajímavostmi, kterými se může tato stavba pochlubit. Trasa nové železniční tratě spojuje železniční stanici Praha hlavní nádraží (Wilsonovo nádraží) přes nadjezd „U Bulhara“ (rekonstruovaný v letech 2003 až 2004) čtyřkolejnou estakádou dlouhou 450 m přes dva dvoukolejné Vítkovské tunely s východními a severními pražskými nádražími. Směrové vedení tunelů určuje skalní hřbet vrchu Vítkova – trasa tunelů je vedena v jeho podélné ose a pod objektem Národního památníku procházejí tunely v hloubce 42 m. Osová vzdálenost paralelně vedených tunelů je průměrně 30 m. MiniObr. 1 Masarykovo nádraží, a) dobový obrázek, b) situace Fig. 1 Masaryk’s railway station, a) period picture, b) layout Obr. 2 Situace západního portálu Fig. 2 Situation of the west portal Obr. 3 Hloubená stavební jáma západního portálu Fig. 3 Excavated opencut of the west portal Obr. 4 Zasouvání formy pod „primér“ Fig. 4 Letting of the form in the primary lining Obr. 5 Manipulace s vnitřním bedněním Fig. 5 Handling with the internal formwork Obr. 6 Betonáž bloku trakčního výklenku Fig. 6 Casting of the block of a tractive bay

54


5/2009

MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY mální horninový pilíř silný 3 m je na jich západním portále. Trasy tunelů jsou vedeny v přímých a v obloucích a tunely ve směru od východu na západ klesají v minimálním sklonu 0,3 %.

Jižní vítkovský tunel, realizovaný Metrostavem, a. s., je dlouhý 1 365 m. Z toho je 1 250 m ražených, portálové úseky jsou na západě 45 m a na východě 70 m dlouhé.

Severní vítkovský tunel, vyražený Subterrou, a. s., je dlouhý 1 316 m, z toho ražených je 1 150 m. Portálové úseky hloubených tunelů jsou na západě 58 m a na východě 107 m dlouhé. Maximální

4 5

2 3

6

7

8

Obr. 7 Definitivní tvar výklenků Fig. 7 The final shape of bays Obr. 8 Definitivní tvar západních portálů pod Vítkovem Fig. 8 The final shape of west portals bellow Vitkov BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

5/2009

55



výška jejich svislých stěn byla až 27 m. K portálovým úsekům se přimykají dvě zárubní zdi délek 300 m na východě a 65 m na západě. Základním tvarem ostění je kruhová horní klenba o vnitřním poloměru 5,7 m. Světlá výška tunelu je 8,45 m a min. šířka v ose 11,4 m. Minimální tloušťka horní betonové klenby je 0,35 m. V opěří se směrem k bočním drenážím tloušťka ostění zesiluje. Protože velkých podzemních prostor v pražském raženém podzemí je poměrně dost (namátkou rozplety tunelu Mrázovka, jednolodní stanice metra Kobylisy atd.), nejsou výklenky pro napínání trakčního vedení v železničních tunelech pod Vítkovem s plochou kolem 160 m2 ničím výjimečným. Zajímavější situace však nastala v hloubených úsecích tunelů na západní straně stavby. Tyto železniční klenby musely být, vzhledem k povinnosti vrátit terén po výstavbě do původní podoby, aby se svahy Vítkova mohly opět zazelenat, přesypány. Ve stavební jámě byla postavena soustava tří kleneb o délce 12 m, s tloušťkou stěn od 0,6 do 1,2 m. Definitivní konstrukce byla požadována vodonepropustná. Následný zásyp maximální výšky až 12 m ve sklonu 30° vytvořil výrazně asymetrické zatížení kleneb. Na západním portálu bylo nutné umístit vedle sebe dva tunelové pasy, pro jižní i severní hloubený tunel, sloužící pro napínání konstrukce trakčního vedení. Vzhledem k tomu, že v jednom řezu to nebylo možné, musejí být obě komory navzájem posunuty. Na obr. 4 je zřejmé extrémní prostorové omezení při výstavbě. Nebylo možné postavit tunelové pasy „klasicky“ – s rubovým, kontra bedněním. Proto se tuneláři rozhodli realizovat tyto části s využitím zkušeností z podzemí s tzv. „falešným primérem“, pod který byla umístěna hydroizolační folie a ocelová výztuž a podobně

jako v podzemním masivu byla pomocí přesuvného bednění konstrukce „podepřena“ a vybetonována. Bednící, samohybný vůz tuhé konstrukce byl montován na portále a byl vybaven pohyblivým manipulátorem k rozdělení betonu do jednotlivých betonážních oken. K dopravě betonu bylo nasazeno čerpadlo betonové směsi Putzmeister 1405 napojené na systém dopravy betonu bednícího vozu. Pro případ jeho poruchy měli technici k dispozici náhradní čerpadlo betonové směsi. Forma byla osazena osmdesáti vzduchovými vibrátory tak, aby se účinnost sousedních vibrátorů překrývala. Pro využití posuvného bednění byla na rubu jeho konstrukce připravena forma, zvětšující základní profil na požadovaný „výklenkový“. Zásadním problémem tohoto postupu však byl návrh všech pevných součástí bednění tak, aby se na rubu klenby vytvořil dostatečný odpor čerstvému betonu, který je v podzemí zaručen horninovým masivem společně s bednícím vozem. Vzhledem k tomu, že objem betonu tunelových pasů byl přes 300 m3 oproti 187 m3 v typickém pasu, museli všichni stavaři promyslet každý detail připravovaného postupu výstavby. Po teoretické přípravě, ve které projektant modeloval postupné vyplňování prostoru mezi oběma pažícími konstrukcemi a kdy hledal odpověď na otázku maximální výšky čerstvého betonu zaručující stabilitu stěn bednění, navrhli technologové recepturu splňující podmínku zamezení vzniku pracovních spár. Byl určen postup betonáže, který vycházel z vlastností čerstvého betonu, jeho křivek náběhu pevnosti a z konstrukce bednění (rozmístění příložných vibrátorů na plášti vnitřního bednění). Důležité charakteristické body křivky byly dosažení pevnosti (penetračního odporu) 0,5 MPa po 190 min a dosažení pevnosti 3,5 MPa po 290 min. Betonáže byly navrženy dle uvedených

Tab. 1 Základní objemy stavebních prací Tab. 1 Essential volumes of building works Činnost vyrubaný prostor ražených dvoukolejných tunelů [m3] obestavěný prostor v hloubených stavebních jamách [m3] plocha stříkaného betonu [m2] uložený monolitický beton [m3]

56

Objem 244 800

Investor Projektant Zhotovitel

26 750 62 380 39 750

Podzhotovitel Realizace stavby

SŽDC, s. o. SUDOP Praha, a. s. Sdružení Nové spojení Praha: Skanska, a. s, Metrostav, a. s., Subterra, a. s., SSŽ, a. s. Subterra, a. s., divize podzemních staveb 2004 až 2008

omezujících podmínek s použitím technologických přestávek. V případě základního profilu bylo uvažováno s ukládáním jednotlivých vrstev do úrovně spodních hran nejvyšších uzavíratelných oken v bednění formy rovnoměrně s použitím technologických přestávek délky 60 (45) min. pro vrstvy 1. až 9. Jednotlivé vrstvy reprezentovaly na každé straně dávku 7,5 m3 betonu. Vrchlík (10. vrstva) byl dále betonován plynulým ukládáním čerstvého betonu. Nevyplněný prostor vrchlíku byl dodatečně injektován cementovou suspenzí. Vnější pomocné ostění vyhovovalo zatěžovacím stavům během ukládání čerstvého betonu, kromě polohy hladiny ve výšce cca 5 m (běžný profil i profil TV). Z tohoto důvodu bylo před betonáží ostění dále zajištěno rozepřením pomocí stojek systémového bednění. Konstrukce vnitřní formy nebyla přizpůsobena potřebám betonáže s takto omezovaným plněním čerstvým betonem, a proto nebylo možné každou uloženou vrstvu zhutňovat příložnými vibrátory (úroveň vibrátorů byla mimo potřebné rozmezí) a bylo nutné použít kombinovaného způsobu zhutňování za pomoci ponorných vibrátorů z uzavíratelných oken. Pro spínání příložných vibrátorů platila obecná pravidla uvedená pouze v rozsahu uloženého betonu v čase jeho zpracovatelnosti (do stáří 3,5 h). Základní nosný prvek rubového bednění/ostění tvořily svařované příhradové ramenáty, na které byly upevněny vrstvy kari sítí. Vnější vrstva byla opatřena geotextilií umožňující nanášení mokré směsi stříkaného betonu. Tvar bednění a ocelových ramenátů byl pravidelně geodeticky kontrolován. Velice důležitou součástí přípravy betonáže bylo zpracování časového harmonogramu dopravy čerstvého betonu z betonárny na, naštěstí, nedalekém „ostrově hraběte Rohana“. Automixy se nesměly ani opozdit ani přijet příliš předčasně. Ani realizace zásypů nebyla jednoduchá operace. Vzhledem k velmi obtížné dostupnosti k místu zásypů ve strmém svahu s nemožností realizace přístupových ramp, stísněným podmínkám pracovní plochy vymezené zásypem, tvarem a sklonem konečné nasypané plochy, byly zásypy v nejužších místech realizovány pomocí zaplavování popíl-


5/2009


kem, který dokonale vyplnil všechny, i ty nejmenší prostory. ZÁVĚR Realizace hloubených úseků Vítkovských tunelů se zpětným zásypem ve strmém svahu nad západním portálem potvrdila vysokou profesionalitu všech zúčastněných, kteří si poradili v omezeném prostoru s mimořádně komplikovanými tvary železobetonových kleneb.

Ing. Michal Gramblička SUDOP Praha, a. s. Olšanská 1a, 130 80 Praha 3 tel.: 267 094 323, fax: 267 094 212 e-mail: [email protected], www.sudop.cz Ing. Václav Braun Subterra, a. s. Bezová 1658, 147 14 Praha 4 tel.: 244 063 040 e-mail: [email protected], www.subterra.cz


5/2009

Ing. Michal Beňovič AGN, Gotthard Basistunnel Nord Los 151 Erstfeld, STRABAG (CH)/STRABAG (A) Postfach 43, CH-6474 Amsteg, Švýcarsko tel.: +41 418 847 229 e-mail: [email protected]

57



OCELOVÉ

BEDNICÍ FORMY PRO REALIZACI TUNELŮ STEEL TUNNEL FORMWORK FOR REALIZATION OF TUNNELS PETR MERTA Článek popisuje nový vývoj v oblasti bednění monolitického betonového tunelového ostění. This article describes a new trend in the formwork of monolithic concrete tunnel lining. Přínosem rychlého rozvoje dopravní infrastruktury je stálé zdokonalování stavebních technologií. Se vzrůstajícími nároky na stavební díla se zvětšují i požadavky na technická řešení. Dlouholeté znalosti a zkušenosti nasbírané při výstavbě tunelů po celém světě vedly k postupnému vývoji bezpečnějších, ekonomicky výhodnějších, a tím i konkurenceschopnějších ocelových bednicích forem. Technický návrh posledního typu bednicí formy vychází z nejnovějších norem a předpisů a maximálně se přizpůsobuje všem požadavkům dnešních realizátorů tunelových staveb. Hydraulicky ovládaný pojízdný ocelový bednicí vůz je určen pro výstavbu ražených a hloubených tunelů s jednou pracovní spárou o klenbovém průřezu s vnitřními poloměry 4 až 8 m. Bednicí vůz přesně kopíruje tvar tunelu s požadovaným poloměrem zakřivení a umožňuje přemístění systémového bednění a manipulaci s ním. Délka vozu se upravuje podle aktuálních potřeb stavby. Konstrukce pláště bednění je sestavena ze tří segmentů (obr. 1): horní klenby, bočních a spodních křídel. Jednotlivé panely, které tyto segmenty tvoří, jsou navzájem spojovány šrouby. Aby bylo možné křídla při odbedňování sklopit, jsou spoje mezi jednotlivými segmenty kloubové. Zatížení způsobené tlakem čerstvého betonu je z ocelové-

ho pláště každého panelu přenášeno přes podélné profily IPN se stanovenou roztečí do ocelových žeber. Podélná vzdálenost mezi žebry je určena statickým výpočtem. Pro umožnění kontroly procesu betonáže a pro usnadnění čerpání betonu jsou v ocelovém plášti podél celého povrchu bednění rovnoměrně rozmístěna revizní okna. Součástí jsou rovněž řady příložných vzduchových vibrátorů, které usnadňují hutnění betonové směsi. V plášti horního segmentu jsou navíc osazeny uzavíratelné kontrolní otvory a napouštěcí ventily, které v konečné fázi betonování umožňují připojení potrubí pro tlakování betonu do této poslední části klenby. Při odbedňování se nejprve hydraulicky sklopí křídla bednění bočních částí tunelu a po té se dají do pohybu příslušné hydraulické válce, které celou konstrukci bednění odsadí. Tím je forma zcela uvolněna a může se bez problémů přesunout do místa dalšího záběru. Bednicí vůz je projektován tak, že nepřebírá zátěž vznikající během betonáže tunelu. Jeho funkcí je pouhý přesun bednění z jednoho úseku do druhého a zároveň slouží jako základna pro přesné umístění bednicí formy před zahájením betonáže. Pro přemísťování vozu je ovšem zapotřebí dokonale položit koleje, po kterých se forma mezi záběry posunuje. Vůz musí vždy pojíždět po normované kolejnici, která je umístěna a příslušně upevněna v souladu se zatížením, které bednicí forma přenáší. Kola s dvojitým nákolkem zaručují bezpečný přesun. Dodávka a montáž kolejí je standardně zcela v režii dodavatele stavby. Nosnou konstrukci vozu tvoří dva ocelové portály krabicovéObr. 1 Příčný řez pojízdnou ocelovou bednicí formou Fig. 1 Steel tunnel formwork – cross section Obr. 2 Nosná konstrukce bednicího vozu Fig. 2 Formwork carriage – supporting framework Obr. 3 Nasazení tunelového bednění ve Španělsku Fig. 3 Tunnel formwork is used in Spain Obr. 4 Bednicí forma na stavbě tunelu Jablunkov Fig. 4 Tunnel formwork on jobsite tunnel Jablunkov

1

58


5/2009

MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY ho průřezu (standardně s volným průjezdným profilem pro staveništní dopravu), které jsou podélně spojeny nosníky z vyztužených obdélníkových dutých profilů (obr. 2). Samotné ocelové bednění pláště je připojeno k těmto podélným nosníkům prostřednictvím čtyř kotvicích bodů. Většina činností spojených s obedňováním, odbedňováním a přemísťováním je prováděna pomocí hydraulického zařízení. Patří k nim: • pojezd vpřed a vzad – pro uvedení celé soupravy do pohybu jsou současně aktivovány čtyři hydraulické motory na kolových podvozcích, které se nacházejí na každé noze vozíku; • zdvih a pokles systémového bednění a bednicího vozu pomocí hydraulických válců umístěných v dutých nohách podvozku, umožňují nastavení přesné polohy bednění a následné odbednění formy; • příčný posun systémového bednění na voze, ve čtyřech kotvicích bodech na podélném nosníku je možné měnit relativní polohu bednění vzhledem k ose vozíku; • pohyby nutné pro zabednění a odbednění bočních a spodních křídel bednění. Po přesném usazení bednění a po nastavení mechanických rozpěr se tlak hydraulických válců vozíku uvolní, aby se zabránilo jejich zatížení během betonáže. Při realizaci tunelového bednění je standardně dodáván technický projekt se statickým výpočtem, ve kterém jsou pro lepší pochopení a snadnější práci řešeny jednotlivé části systémového tunelového bednění zvlášť. Bednění klenby a bednicí vůz jsou provozně nezávislé. V každé části je uveden krátký popis funkčního principu, pro který byla daná část navržena, i dílů, které ji tvoří. Součástí statického výpočtu s uvažovanými koeficienty dle platných norem jsou výsledky pro jednotlivé zatěžovací stavy, které byly brány v úvahu ve fázi navrhování, a nakonec seznam stavů včetně výsledků s nejnepříznivějšími účinky.

3

Bednicí forma je určena pro běžné používání na venkovních stavbách, proto je její konstrukce chráněna povrchovým nátěrem proti korozi. Je plně vybavena dle platných bezpečnostních předpisů. Dodává se standardně s rozdělovačem betonu a v přední části se stavěcím ocelovým čelním bedněním, které lze přesně přizpůsobit tvaru klenby.

Petr Merta PERI, spol. s r. o. Průmyslová 392, 252 42 Jesenice tel.: 222 359 368, fax: 222 359 314 e-mail: [email protected] www.peri.cz


5/2009

59

VĚDA

A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH

ANALÝZA

PŘESYPANÝCH TENKOSTĚNNÝCH KLENEB ANALYSIS OF THIN-WALLED REINFORCED CONCRETE VAULTS VLADIMÍR HOUŠŤ, JIŘÍ STRÁSKÝ Přesypané klenby patří k nejstarším mostním konstrukcím. V současnosti jsou převážně stavěny jako ekologické konstrukce sloužící jako biokoridory k převedení zvěře, a nebo jako klasické dopravní tunely budované z povrchu. V obou případech je možné a z ekonomického hlediska výhodné navrhnout konstrukci jako tenkostěnnou železobetonovou klenbu. Dalším aspektem je přirozené estetické působení v krajině. Cílem prezentovaného článku je popsat chování tenkostěnné přesypané konstrukce v průběhu výstavby a charakterizovat pokročilé konstitutivní modely pro analyzování interakčních úloh. Buried vaults belong to the oldest bridge structures; at present they are mainly built as environmental structures serving as animal crossings or tunnels built cut and cover method. In both cases it is possible and economically advantageous to design the structures as a thinwalled reinforced concrete arch. Buried structures require minimal maintenance. Moreover, such slim structures smoothly fit into the landscape. The aim of presented article is to describe the behavior of thin-walled structures during construction and to specify advanced constitutive models for analysis of the interactive problem.

aktivní

1

• • • •

2

60

⎛ ϕʹ ⎞ 9O = bU ⎜ "#° − ⎟ ⎝ ⎠

v klidu

9 = − aW\ϕ ʹ

pasivní

⎛ ϕʹ ⎞ 9^ = bU ⎜ "#° + ⎟ ⎝ ⎠

Původní podloží Klenba Boční zásyp Zásyp nad vrcholem klenby

(1) (2) (3) (4)

STATICKÉ PŮSOBENÍ Základním předpokladem návrhu tenkostěnné přesypané klenby je vystihnout působení zemního zásypu a započítání interakce konstrukce s bočním zásypem při přenosu zatížení. Zatížení tíhou nadnásypu a přitížení povrchu proměnným zatížením vede k příčné deformaci klenby, proti které působí reakce zeminy, která je uvažována přímo úměrná deformaci. Pro zvyšující se zatížení se odpor zeminy v závislosti na horizontálním modulu podloží zvyšuje, což příznivě ovlivňuje napjatost v průřezu klenby, reakce podloží však musí odpovídat reálnému zemnímu tlaku. Dále je ve výpočtech důležité zahrnout vliv postupné výstavby a přitížení hutněním. K dimenzi průřezu přesypané klenby je rozhodující zatížení vyvolané tíhou zeminy, z kterého se stanoví zemní tlaky svislé σy a vodorovné σx. Svislé geostatické napětí je dáno vlastní tíhou zeminy a výškou σy = γ .h, vodorovné (boční) zemní tlaky σx = σy.K se určí ze σy v závislosti na velikosti posunu, pootočení a přetvoření konstrukce. Rozlišují se tři typy bočních zemních tlaků (obr. 1). V průběhu výstavby se typy zemních tlaků mění podle stupně zasypání klenby a jejich praktické určení pro analytický výpočet může být komplikované. Obecně se předpokládá působení zvýšeného aktivního zemního tlaku při zasypává-

ní po vrchol klenby – deformace nejsou dostatečné pro vznik smykové plochy. Při zasypávání nad vrcholem klenby je ostění vlivem přitížení vrcholu zatlačováno zpět do bočního zásypu, v zemině dochází ke kompresi, na konstrukci působí vzhledem k deformacím nedostatečným pro vznik plné hodnoty pasivního tlaku snížený pasivní zemní tlak. Výsledný boční zemní tlak je superpozicí zvýšeného aktivního tlaku a doplňkového tlaku pasivního [9]. Při výstavbě přesypaného objektu je velikost zemního tlaku podstatně ovlivněna hutněním, které působí jako přitížení jednotlivých vrstev a vyvolává zvětšení zemních tlaků. Tyto zvýšené horizontální zemní tlaky mohou být řádově větší než teoretické klidové hodnoty a mohou se blížit velikostem pasivního tlaku [10]. Určení velikosti bočních tlaků na poddajnou konstrukci při hutnění je poměrně složitá úloha, kterou lze s využitím analytických postupů (Broms, Seed, Duncan) řešit jen přibližně. S uvážením výše popsaného je evidentní, že při analytickém řešení interakční úlohy tenkostěnné klenby s vlivem postupného zasypávání a hutnění se jedná s ohledem na složitost problému působení zemních tlaků o velmi komplikovanou úlohu vyžadující složité iterační řešení, a proto je nejvýhodnější vyžití numerického modelování metodou konečných prvků (MKP). MATEMATICKÝ

MODEL PŘESYPANÉ

KONSTRUKCE

Pro výpočet přesypaných tunelů je vhodné využít předpokladu, že třírozměrnou skutečnou stavbu lze popsat dvourozměrným výpočtovým modelem s rovinným stavem deformace, protože se neuvažuje s posuny v podélném směru tunelu. Výpočtové modely pro analýzu přesypaných konstrukcí s materiálovými modely vystihujícími chování zásypu řeší odezvu systému zemina – konstrukce pomocí MKP. Konstrukce přesypané klenby sestává ze čtyř prvků (obr. 2). Porovnání numerické analýzy s výsledky měření ukázalo opodstatnění využití kontaktních elementů mezi prvky zeminy a klenby, které definují interakční choBETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

5/2009

VĚDA SCIENCE

vání spáry mezi klenbou a zeminou jako jednostrannou tlakovou vazbu s možností nastavení tření a smykové soudržnosti [7]. Materiálové modely Ke správnému vystižení mechanického chování zemin by měl být vybrán adekvátní konstitutivní vztah, který dokáže zohlednit nelineární závislost tuhosti zeminy na napětí a přetvoření, deformační historii a hysterezní chování zeminy při opakovaném zatěžování a odlehčování (např. hutnění) a také vliv dilatance a pórovitosti. Konstitutivní vztah vyjadřuje matematickou závislost mezi deformací materiálu a jeho stavovými veličinami (Cauchyho napětí, teplota, pórovitost) [3, 4, 7, 8]. V článku jsou prezentovány výsledky modelu Drucker-Prager vyhodnoceného v programu Ansys a modelu Hardening Soil z programu Plaxis. Pro oba modely byla použita stejná geometrie i okrajové podmínky. Model Drucker-Prager Elasto-plastický model Drucker-Prager je vhodný pro materiály s vnitřním třením k určení elasto-plastické odezvy materiálu. Drucker-Pragerova podmínka plasticity je získána aproximací Mohr-Coulombovy plochy plasticity. Je definována konstantním poměrem deviátorového napětí q a hydrostatického napětí p [3]. V případě ideální plasticity je podmínka plasticity závislá pouze na jedné stavové proměnné napětí – f({σ}). f({σ }) = q – Mp – k = 0 . Tato plocha plasticity je v prostoru hlavních napětí zobrazena jako hladká rotační kuželová plocha. Ve srovnání s MC plochou tak odpadají singulární oblasti hran, což usnadňuje implementaci do numerických aplikací. K základním mechanickým parametrům materiálu, modulu pružnosti E a součiniteli příčné roztažnosti ν, přibývají parametry plochy plasticity M a k, které lze spočítat jako goniometrické funkce úhlu vnitřního tření φ a koheze zeminy c. V některých softwarech je dále definován parametr ψ – úhel dilatance, který ovlivňuje zákon plastického tečení (sdruženou, nesdruženou plasticitu). Model Hardening Soil HS model je pokročilý pružno-plastic-

;=

Y=

AND

A VÝZKUM RESEARCH

$ aW\ϕ ! − aW\ϕ

$Q Q]a ϕ ! − aW\ϕ

3

ký model s izotropním smykovým a tlakovým zpevněním pro simulace chování zemin, který umožní predikovat závislost tuhosti zeminy na přetvoření. HS model vychází z experimentu triaxiální odvodněné zkoušky, závislost axiálního přetvoření na deviátorovém napětí je aproximována hyperbolou. Základními charakteristikami modelu jsou: • Eref50 – sečná tuhost z triaxiální drénované zkoušky • Erefoed – tečná tuhost při primárním edometrickém zatížení • Erefur – charakteristiky pro přitěžování / odlehčování • m – vyjadřuje tuhost v závislosti na napětí dle mocninné závislosti • c, φ, ψ – charakteristiky plochy plasticity v souladu s Mohr-Coulombovým modelem Základní myšlenkou pro formulaci Hardening Soil modelu je hyperbolický vztah Obr. 1 Vztah mezi bočním přetvořením a koeficientem zemního tlaku Fig 1. Relation between lateral strain and lateral pressure coefficient Obr. 2 Konstrukční systém přesypané klenby Fig. 2 Structural system of buried vault Obr. 3 Drucker-Pragerova podmínka plasticity (meridiánový řez) Fig. 3 Drucker-Prager yield criterion (p – q plane) Obr. 4 D-P podmínka plasticity v prostoru hlavních napětí Fig. 4 D-P yield surface in principal stress space Obr. 5 Hardening Soil model – závislost napětí a přetvoření [8] Fig. 5 Hardening Soil model – stress strain relation [8] Obr. 6 Plochy plasticity modelu Hardening Soil (meridiánový řez) [8] Fig. 6 Yield surfaces of HS model in p — q~ plane


4

mezi vertikálním přetvořením ε1 a deviatorickým napětím q při primárním triaxiálním zatěžování.

−ε =

_ 3 W − _ _O

pro: q < qf ,

kde qa je asymptota smykové pevnosti a Ei je počáteční tuhost, určená ze vztahu:

5 6

5/2009

61

VĚDA


3W =

3 # − @T

.

Rf je poměr qf/qa (obr. 5) a E50 je tuhost omezeného napětí při primárním zatěžování daná vztahem: [

⎛ Q Q]a ϕ − σ aW\ϕ ⎞ ! 3 # = 3 ⎜⎜ ⎟⎟ . `ST Q Q]a + ^ aW\ ϕ ⎠ ϕ ⎝ `ST #

Eref50 je referenční sečná tuhost odpovídající referenčnímu napětí pref. Pro dráhy napětí při přitížení a odtížení a další změny tuhosti závislé na napětí je definován modul Eur: [

⎛ Q Q]a ϕ − σ aW\ϕ ⎞ ! 3 c` = 3 ⎜⎜ ⎟⎟ . `ST Q Q]a + ^ aW\ϕ ⎠ ϕ ⎝ `ST c`

7

8 9

62

Výhodou HS modelu je využití 2. plochy plasticity pro ukončení elastické oblasti – tzv. „Cap“ pro tlakové dráhy napětí (tlakové zpevnění) regulované edometrickým modulem. Podmínka plasticity se smykovým zpevněním modelu Hardening Soil [8]: – f = f – γP , – kde f je funkcí napětí a γ P je funkcí plastického přetvoření. Podrobný popis modelu HS je uveden v [8]. Verifikace matematického modelu K ověření výpočtového modelu byla provedena analýza realizované stavby stávajícího přesypaného tunelu. Podrobný popis konstrukce tenkostěnného tunelu a výsledky měření z výstavby byly publikovány v [2]. Přesypaný dvoukolejný tunel s průměrem 19,6 m celkové délky 173 m byl postaven blízko Obed ve státě Alberta v Kanadě. Tento tunel převádí směrově rozdělenou silniční komunikaci přes trať CNR. Oblouková klenba ze železobetonových prefabrikátů má tloušťku stěny 300 mm (ve vrcholu 500 mm). Na obr. 7 je příčný řez klenbou a znázornění řešení spojení segmentů ve vrcholu a patě klenby pomocí předpínacích tyčí Dywidag 414 MPa. Segmenty jsou 2,44 m dlouhé, ve vrcholu jsou v podélném směru tunelu vedeny čtyři lana dodatečného předpětí. Pro prefabrikované segmenty byl použit beton s minimální pevností v tlaku po 28 dnech 35 MPa a betonářská výztuž s mezí kluzu 400 MPa. Geotechnické průzkumy na místě indiBETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

5/2009

VĚDA SCIENCE

Parametr Objemová hmotnost [kN/m3] Poměr qf/qa Koheze [kN/m2] Úhel vnitřního tření [°] Koeficient zemního tlaku

Pískovec 21,4 0,6 25,5 50 0,48

Jílový till 21,4 0,75 0 37 0,48

Hutněný jílový till

Beton

22,4 0,7 0 32 0,5

22,4 0,7 0 32 0,7

24 0 2140 15 0

Hutněný jílový till 46,5 18,1 32

Těžený štěrk (95 %) 87,8 46,5 41

Zásyp patek

100+ 23,2 0,6 0 51 1,5

AND

A VÝZKUM RESEARCH

Těžený štěrk Standard Proctor 95 22,4 0,7 0 41 0,75

Drcený štěrk 90 21,6 0,7 0 42 0,5

21,6 0,7 0 35 0,75

Tab. 1 Parametry pro zeminy, beton a štěrk Tab. 1 Properties of soils, concrete and gravel Parametr

Pískovec

Jílový till

Tečný modul pružnosti [MPa] Tečný obnjemový modul [MPa] Úhel vnitřního tření [°]

413 248 50

84,7 46,5 37

Obr. 7 Příčný řez přesypaným tunelem Fig. 7 Arch cross section Obr. 8 Schéma složení zásypu Fig. 8 Backfill types

Tab. 2 Reprezentativní hodnoty modulů a úhlu vnitřního tření Fig. 2 Representative values of moduli and angle of internal friction

kovaly v zemní stratigrafii pod tratí přibližně 9 m mocnou vrstvu velmi tuhého jílového tillu (sediment ledovcového původu) s příměsí štěrku střední plasticity s obsahem vody 16 %, který je uložen na dobře stmeleném pískovcovém skal-

ním podloží. Till je štěrkovitý, pískovitý a prachovitý šedohnědé barvy, podíl balvanů byl ověřen při vrtání. V tabulce 1 jsou prezentovány hodnoty doporučené Geotechnical Services Section of Alberta Transportation and Utili-

Obr. 9 Výpočtový model přesypaného tunelu Fig. 9 Mathematical model of buried structure Obr. 10 Svislé posuny uy [m] (model Drucker-Prager), a) vrstva zásypu 7, b) definitivní stav Fig. 10 Vertical displacement (model DP), a) layer 7, b) final stage

RSTAB RFEM Program pro výpočet rovinných i prostorových prutových konstrukcí

Program pro výpočet konstrukcí metodou konečných prvků

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

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

10b

Dlubal

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

B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A NInzerce A C E 96,5x132 5 zrcadlo / 2 0(Beton 0 9 CZ 2009)_01.indd

1

Statika, která Vás bude bavit ...

www.dlubal.cz

10a

Demoverze zdarma ke stažení

Navrhování podle nových evropských norem

63

27.3.2009 10:16:36

VĚDA


11a

>]ac\gCGchZcd`QV]ZcYZS\Pg

!# 6O`RS\W\UA]WZ[]RSZ 6AµdZWdVcb\\ 2`cQYS`>ÒUS` 2>µdZWdVcb\\ ;ÂS\

!

CgI[K

# # # #

$

"#

"#

11b

##

$&

%'

&$!

'"&

%

&$!

'"&

%

>]ac\gCGchZcÔbgYZS\Pg

#

CgI[K

#

6O`RS\W\UA]WZ[]RSZ 6AµdZWdVcb\\ 2`cQYS`>ÒUS` 2>µdZWdVcb\\ ;ÂS\

# !

$

"#

"#

##

$&

%'

Obr. 11 Porovnání naměřených a vypočítaných posunů v průběhu zasypávání Fig. 11 Comparison of measured and calculated displacements during backfilling Obr. 12 a) napětí σy [kPa] – definitivní stav (model HS), b) napětí σx [kPa] – definitivní stav (model HS) Fig. 12 a) stress σy [kPa] – final stage (model HS), b) stress σx [kPa] – final stage (model HS) Obr. 13 Porovnání naměřených a vypočítaných zemních tlaků v průběhu zasypávání Fig. 13 Comparison of measured and calculated soil pressures during backfilling Obr. 14 Změna tuhosti 1. vrstvy zásypu v průběhu zasypávání Fig. 14 Change of stiffness in the 1st layer of backfill during backfilling

ties pro zeminy v původním výpočtovém modelu NLSSIP, v tabulce 2 jsou uvedeny reprezentativní hodnoty tečného Youngova modulu, tečného objemového modulu a úhlu vnitřního tření pro zeminy kolem klenby. Tyto hodnoty byly vypočítány pro minimální a maximální hlavní napětí při atmosférickém tlaku 10,33 t/m2 12a

64

dle vztahu pro materiálový model Duncan-Chang [2]. SROVNÁNÍ VÝSLEDKŮ V průběhu výstavby byly geodeticky měřeny svislé posuny v patě klenby (obr. 9 bod P) a ve vrcholu klenby (bod V). Po délce tunelu byly ve dvou řezech na povrch

Literatura: [1] Houšť V., Stráský J.: Tenkostěnné přesypané konstrukce. Etapová zpráva projektu FI-IM5/128 „Nové progresivní konstrukce z vysokohodnotného betonu“, Etapa 1. Brno, VUT FAST, 2009 [2] Montgomery J., Morison R. M.: Design and construction of a buried precast prestressed concrete arch, PCI Journal, Vol. 38, No.1, 1993 [3] Herle I.: Základy matematického modelování v geomechanice, Univerzita Karlova, Praha 2003 [4] Jirásek M., Zeman J.: Přetváření a porušování materiálů. Praha, 2008 [5] Budhu M.: Soil mechanics and foundations, John Wiley & Sons, 2007 [6] Craig R. F.: Soil mechanics, Spon Press, London, 2004 [7] ANSYS Theory Reference release 10.0. Ansys, Inc., SAS IP, Inc., 2006 [8] Plaxis Material Models Manual release 9.0. A. A. Balkema, Rotterdam, Brookfield [9] Barták J., Buček M.: Zemní tlaky na tenkostěnné ostění přesypávaných staveb, Katedra geotechniky FSv ČVUT v Praze [10] Duncan J. M., Seed R. B.: Compaction — induced earth pressures under K0 – conditions, Journal of Geotechnical Engineering, Vol. 112, No. 1, 1986

klenby osazeny tlakové měřiče „PG“, které zaznamenávaly zemní tlak na kontaktu ostění a zásypu. V řezech byly měřiče po výšce klenby osazeny ve dvou bodech (15 a 50°) a na stěnu patky (obr. 7, 9). Ze srovnání vypočítaných posunů modelu je patrný stejný trend deformací v průběhu fází výstavby s daty naměřenými

12b


5/2009

VĚDA SCIENCE

13a

bZOYIY>OK

6A[]RSZ 2>[]RSZ ;ÂS\

$

13b

"#

"#

## $& %' dÝÈYOhtag^cI[K

&$!

'"&

%

bZOYIY>OK

2 BZOY\O^]d`QVYZS\PgdP]R+# & % $ # " !

6A[]RSZ 2>[]RSZ ;ÂS\

$

13c

"#

"#


&$!

'"&

ZÁVĚR Provedená podrobná analýza betonové přesypané klenby metodou konečných prvků s využitím pružno-plastických materiálových modelů Drucker-Prager a Hardening Soil poměrně přesně vystihla chování reálné stavby přesypaného tunelu u Obed v Kanadě. Prezentovaný postup výpočtu s využitím konstitutivních vztahů pro matematické modelování může být využit pro pokročilé analyzování tenkostěnných přesypaných objektů při požadavcích na úsporu stavebních nákladů započítáním interakce konstrukce se zeminou zásypu při přenosu zatížení. Výsledky naměřené v průběhu výstavby přesypaného tunelu byly převzaty z [2].

%

BZOY\O^]d`QVYZS\PgdP]R+# 2

bZOYIY>OK

& $ 6A[]RSZ 2>[]RSZ ;ÂS\

"

A VÝZKUM RESEARCH

ve výpočtovém modelu vykazuje stejný trend jako tlak na povrch klenby naměřený v průběhu zasypávání tunelu. Větší shody s naměřenými hodnotami dosahuje model Hardening Soil. Ideálně pružno-plastický model DP lze zpřesnit užitím referenčního deformačního modulu pro jednotlivé vrstvy v závislosti na hloubce. V reálném zemním tělese je tuhost závislá na stavu napjatosti, což se projevuje nárůstem tuhosti zeminy s hloubkou. V modelu Hardening Soil byl sledován nárůst tuhosti v první vrstvě zásypu 5 m od klenby při postupném zasypávání (obr. 14).

BZOY\O^]d`QVab\gÔbYg ' & % $ # " !

AND

$

"#

"#


na konstrukci při výstavbě. Hodnoty svislých posunů v patě klenby jsou téměř stejné. Odchylka 5 až 10 mm od výsledné polohy vrcholu klenby ve výpočtovém modelu je pravděpodobně způsobena rozdílnou tuhostí reálné betonové klenby a klenby ve výpočtovém modelu. Ve výpočtovém modelu byla tuhost upra-

&$!

'"&

%

vena efektivním modulem pružnosti, při reálném postupu výstavby byla tenkostěnná klenba zřejmě porušena množstvím trhlin, a tím ještě snížena její tuhost. Na obr. 12 jsou prezentovány geostatické a horizontální napětí v zemině σx a σy vypočítané modelem Hardening Soil. Působení zemního tlaku generované

14 Ab`Saa^]W\b #$>7B@C<5@/D3:

Za poskytnutí cenných informací a odborné literatury z oblasti geotechniky autoři děkují Ing. Lumíru Mičovi, Ph.D., z Ústavu geotechniky FAST VUT v Brně. Příspěvek vznikl v rámci řešení grantového projektu FI-IM5/128 „Nové progresivní konstrukce z vysokohodnotného betonu“ Ministerstva průmyslu a obchodu. Ing. Vladimír Houšť tel.: 541 147 877, fax: 549 250 218 e-mail: [email protected]

!

I;>OK

# # # :/

:/

:/!

:/"

[]RcZ3µ^`W[t`\^ÂSbÐS\ 3^]hVcb\\O^ÂWbÐS\ROZÈd`bd]c

:/#

:/$

:/%

:/&

11

[]RcZ3µ^ÂWbÐS\Vcb\\[


5/2009

Prof. Ing. Jiří Stráský, DSc. tel.: 541 147 845 e-mail: [email protected] Stráský, Hustý a Partneři, s. r. o. Bohunická 50, 619 00 Brno tel.: 547 101 882, fax: 547 101 881 e-mail: [email protected], www.shp.eu oba: ÚBZK FAST VUT v Brně Veveří 95, 662 37 Brno www.fce.vutbr.cz

65

VĚDA


NUMERICKÉ

MODELOVÁNÍ ŽELEZOBETONOVÉHO SEGMENTOVÉHO OSTĚNÍ NUMERICAL MODELING OF SEGMENTAL LINING USING FEM MICHAL ŠEJNOHA, JAN PRUŠKA Článek je zaměřen na numerické modelovaní segmentového tunelového ostění v rovinném stavu napětí (2D) metodou konečných prvků (MKP). Hlavní pozornost je zaměřená na vliv různých typů spojů, které jsou pro segmentové ostění používány, na chování systému ostění – horninové prostředí. V první části jsou představeny různé přístupy k modelování styčníků pomocí 2D MKP. V další části je popsána ilustrativní numerická studie realizovaná pomocí software GEO MKP, která upozorňuje i na jistá omezení v současnosti dostupných programových systémů užívaných pro modelování chování segmentového tunelového ostění. The present paper is concerned with the numerical modeling of segmental lining in the two-dimensional (2D) environment using the finite element method. The main objective is to address the influence of various types of joints, typical of segmental lining, on the response of lining-subsoil system. Various modeling strategies allowing for the introduction of joints into the finite element model in 2D are discussed first. Next, an illustrative numerical study using the GEO FEM software is performed to disclose limits of the currently available geotechnical software when applied to segmental lining. Alternativou konvenčního (cyklického) ražení štol a tunelů je kontinuální ražení pomocí plnoprofilových tunelovacích stro-

1a

66

jů (TBM). Výrub se otevírá plným profilem a má nejčastěji tvar kruhu. Ražení pomocí tunelovacího stroje je plně mechanizováno a dosahuje se velkých výkonů. Společným znakem tunelovacích strojů je použití železobetonového segmentového ostění. Segmentové železobetonové ostění se začalo používat v 50. letech 20. století, kdy postupně nahradilo ocelové a ocelolitinové tubinky. Železobetonové ostění se použilo i při výstavbě pražského metra, kdy díky výrobním tolerancím ostění nebylo vodotěsné a vodotěsnosti se dosahovalo dodatečným utěsňováním styčných spár (obr. 1a). Současné železobetonové segmenty mají výrobní přesnost ± 0,5 mm a vodotěsnost spojů je zajištěna pásovým těsněním s dostatečně dlouhou životností. Díky tomu je současné ostění štol a tunelů ze železobetonových segmentů na kvalitativně nesrovnatelně vyšší úrovni (obr. 1b). Také výpočetní konstrukční analýzy segmentového železobetonového ostění musí v porovnání s konvenčními tunelovacími metodami uvažovat specifická zatížení a speciální výpočetní stavy. Velice obezřetně se musí posoudit dočasné zatížení segmentů během dopravy, vliv sestavování vlastního prstence ostění a postupu ražby tunelu pomocí tunelovacích strojů. V mnoha případech jsou tato dočasná zatížení mnohem důležitější než konečné zatížení vlastního ostění tlaky horninového (zemního) masivu a vody. Vzhledem k tomu, že se i v České republice očekává v blízké době použití tunelovacích strojů (železniční tunel Praha–

Beroun na západní větvi III. tranzitního železničního koridoru, prodloužení trasy metra A z Dejvic k letišti Ruzyně), je vhodné seznámit odbornou veřejnost se zásadami konstrukční analýzy segmentového železobetonového ostění pomocí MKP. ZÁSADY

MODELOVÁNÍ SEGMENTŮ

MKP Doporučený postup návrhu železobetonového ostění podle ITA/AITES [3] při ražbě štol a tunelů pomocí TBM se štítem obsahuje následující kroky: • určení geometrických parametrů, • určení geotechnických dat, • výběr kritických průřezů, • určení mechanických dat pro návrh TBM, • definování materiálových vlastností, • stanovení návrhových zatížení, • sestavení návrhového modelu, • zhodnocení vypočtených výsledků. Z výše uvedených kroků se budeme dále podrobněji zabývat stanovením zatížení a sestavením modelu. POMOCÍ

Návrhová zatížení Pro konstrukční analýzu železobetonového ostění uvažujeme následující skupiny návrhových zatížení: • geostatická zatížení, • zatížení vyvolaná posunem TBM, • zatížení vozidly (nejčastěji kolejová doprava) a servisní zatížení, • zatížení vyvolané sekundární injektáží nadvýlomů, • vlastní tíha segmentů, zatížení od uložení segmentů a jejich manipulace.

1b BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

5/2009

VĚDA SCIENCE

Účinky zatížení během dopravy a skladování segmentů mohou být spočteny podle vztahů uvedených na obr. 2. Napětí vyvolaná zvedáky či erektory vyvozují v segmentu síly, jež mohou vést k jeho popraskání. Tyto síly je možné zavést do výpočtu podle obr. 3. Ostatní případy dočasného zatížení vyplývají z působení injekčního tlaku působícího na vnější povrch segmentu – např. při vysouvání segmentu z TBM se štítem. Za normálních podmínek, kdy se používá vysoce roztékavá malta, se injekční tlaky mohou uvažovat po obvodě prstence konstantní. Do výpočtu by se měla také zahrnout zatížení vyvolaná umisťováním segmentu do prstence ostění a jeho ustalováním, nicméně tato zatížení běžně neovlivní výztuž segmentu. Určení geostatických zatížení je podstatně složitější. Během postupu tunelovacího stroje se primární napětí masivu snižuje na hodnoty sekundárního napětí. I když existují analytické metody odvozené na základě výpočtu podle Terzaghiho, dávají jen hrubý odhad tohoto napětí. Z tohoto důvodu se geostatické zatížení musí určit pomocí MKP. Dalším zatížením segmentu jsou síly od posunu (přemístění) vlastního tunelovacího stroje. V případě TBM se štítem jsou v trupu tunelovacího stroje (opěrném prstenci) umístěny po obvodu

stroje hydraulické lisy, které zatlačují štít do zeminy. Tyto lisy se odtlačují od čela prstence segmentového ostění, které se montuje pod ochranou pláště v koncové části štítu. Faktory ovlivňující napětí v ostění V následující části článku budou popsány faktory, které mohou změnit vyvolaná napětí v ostění a následně zapříčinit porušení železobetonového segmentového tunelového ostění s ohledem na principy modelování MKP. Nejvýznamnější vliv mají styčné spáry mezi segmenty – a to jak příčné, tak i podélné (obr. 4). Vliv příčných spár mezi segmenty v prstenci ostění (obr. 4a) – jedním z hlavních činitelů ovlivňujících indukovaná napětí v ostění je vliv styků mezi

AND

A VÝZKUM RESEARCH

jednotlivými segmenty ve smontovaném prstenci ostění. Muir Wood [4] odvodil efektivní moment setrvačnosti Ie pro tunelové ostění z n tubinků:

⎛"⎞ 7S + 7 X + ⎜ ⎟ 7 7S ≤ 7 \> " (1) ⎝ \⎠ kde Ie je efektivní hodnota momentu setrvačnosti, Ij hodnota momentu setrvačnosti ve spáře, I moment setrvačnosti ostění, n počet tubingů, Ij << I pro rozšířené a kloubové ostění. Muir Wood dokázal, že pro čtyři a více tubinků již není významný vliv na tuhost ostění. Nicméně pro ostění s více segmenty může být tuhost ve styku mezi segmenty někdy menší, než se očekává a je tedy nutná redukce ohybových momentů v ostění. V následující kapito-

2

Obr. 1 Příklady segmentového ostění: a) traťový tunel metra se sanovanými spárami železobetonových tubinků [1], b) segmentové ostění tunelu metra v Madridu [2] Fig. 1 Examples of segmental lining: a) subway tunnel with redeveloped joints of steel-concrete tubings [1], b) segmental lining of subway tunnel in Madrid Obr. 2 Zatížení při skladování segmentů Fig. 2 Loading during storage

3

Obr. 3 Zatížení vyvolaná zdviháním segmentu Fig. 3 Loading cause segment lifting Obr. 4 Styčné spáry segmentového ostění: a) příčné spáry mezi segmenty, b) průběžné podélné spáry Fig. 4 Joints of segmental lining: a) transverse joints between segments, b) continuous longitudinal joints

4a


4b 5/2009

67

VĚDA


le je tento stav modelován za předpokladu nulové tuhosti spáry s uvážením Ij = 0 ve vztahu (1). Vliv průběžných podélných spár (obr. 4b) – další vliv je zohlednění rotační tuhosti podélných spojení segmentů. Pro vyjádření odporu k otáčení se používá nejčastěji vztah podle Jansena s využitím ohybového momentu betonových závěrů segmentu [5]. Po dobu, kdy je spojení po celé délce stlačeno, se dá uvažovat rotační tuhost cm jako konstanta zapsaná vztahem

Q[ +

3P

(2)

kde E je Youngův modul a b šířka spojení. Pokud tento ohybový moment překročí hraniční ohybový moment daný vztahem

;VÒ\ +

(3)

kde N je normálová síla a b šířka spojení, dojde k rozevírání stykové spáry segmentů. Z tohoto pohledu je rotační tuhost cm závislá na normálové síle N a ohybovém momentu M

Q[ +

'3 ! <

!

( P

!

; − < P)

(4)

Budeme-li odezvu ostění modelovat užitím klasických nosníkových prvků, lze výše popsané chování podélných styků mezi segmenty zavést do MKP nejlépe pomocí nelinárních pružin ve formě polotuhých styčníků, viz [8]. Při definici pružin není třeba stanovovat moment při plastickém tečení, neboť již při dosažení hodnoty 80 % tohoto momentu je pružina extrémně měkká. Pokud do výpočtu MKP zavedeme podélný styk mezi segmenty pomocí lineární pružiny, bude získaný popis rozevírání styku značně „hrubý“. Další možnosti jsou uvedeny v [6]. Případ, kdy je ostění reprezentováno plošnými prvky, je popsán např. v [10]. Spoj je v takovém případě modelován dvojicí nosníkových prvků, jejichž tuhost a vzájemné natočení je upraveno v souladu se vztahem (4). V případě zanedba-

5

68

telné torzní tuhosti lze uvažovat kloubové (bezmomentové) spojení jednotlivých nosníků. Tento případ je podrobněji sledován v následující kapitole. Vliv obvodových styčných spár – spojení prstenců je simulováno pomocí postranních pružin. Obvykle se spojení prstenců simuluje pomocí nelineárních postranních pružin, které představují smykovou tuhost a maximální únosnost spojení. Pokud se do styčné spáry mezi prstenci vkládá překližka či lisovaná dřevovláknitá deska, je tuhost pružin dána smykovou tuhostí výplňového materiálu

Q+

5/ R

(5)

kde G je modul pružnosti ve smyku, A plocha překližky či dřevovláknité desky a d tloušťka překližky či dřevovláknité desky. Pokud se mezi prstenci nepoužívá mechanické spojení, je spolupůsobení prstenců zajištěno pomocí tření a normálové síly v obvodové styčné spáře vyvolanými posuvnými hydraulickými lisy razícího stroje. Hodnota součinitele tření μ je těžko určitelná a je předmětem diskuzí. Ve strukturní analýze segmentového ostění se radiální pružiny simulující vetknutí prstenců deformují nezávisle. Proto se při volbě hodnoty součinitele tření pro spojené prstence musí uvažovat taková hodnota, aby nastala vyvážená deformace prstence. Z tohoto pohledu se zdá nejvhodnější hodnota μ = 0,5. Analýza maximální únosnosti bočních pružin tak závisí na zvoleném koeficientu tření a vnesené síle posunu tunelovacího stroje. V každém případě lze vliv obvodových styčných spár spolehlivě vystihnout pouze třídimenzionálním výpočtem. Vliv geotechnických parametrů zemin a hornin – druhý vliv je účinek parametrů zemin a ostění na napětí vyvolaná v segmentech ostění. Tyto parametry, které budou dále popsány, jsou koeficient zemního tlaku v klidu Ko a modul pružnosti zeminy (Youngův modul) Es. Vliv těchto parametrů je možné popsat pomocí koeficientu momentů α.

Obr. 5 Vliv modulu pružnosti Es na koeficient momentů Fig. 5 Influence of modulus of elasticity Es on moment coefficient

α +

;

γ 6@

(6)

kde M je ohybový moment, γ objemová tíha zeminy, H výška nadloží tunelu a R střední poloměr ostění. Koeficient zemního tlaku v klidu Ko je jedním z kritických faktorů v ohodnocení velikosti napětí v ostění. Obecně, čím větší je hodnota zemního tlaku v klidu Ko, tím větší napětí se indukuje v ostění. Pro hodnoty Ko = 2 dostaneme největší hodnoty, pro případ Ko = 1 obdržíme nejmenší hodnoty momentů a pro Ko = 0,5 dostáváme hodnoty momentů přibližně uprostřed. Toto chování je důsledkem velkých rozdílů mezi svislým a vodorovným napětím v ostění. Pokud při výpočtu uvažujeme hodnoty tlaku v klidu kolem 2,0 (např. pro překonsolidované zeminy), měli bychom z důvodu snížení napětí v ostění uvažovat i větší počet segmentů v prstenci ostění. Na obrázku 5 je patrný vliv modulu pružnosti Es zeminy na koeficient momentů α. Pokud hodnota Es narůstá, moment v ostění klesá. Je to proto, že pokud je zemina tuhá, je ostění naproti tomu relativně více poddajné, takže se v něm indukují menší napětí. Vliv modulu pružnosti Es na moment ostění z osmi a více segmentů je převážně zanedbatelný. To může být dáno relativně velkou tuhostí ostění v případě velkého počtu segmentů. POROVNÁNÍ

VLIVU TUHOSTI

PRSTENCE OSTĚNÍ

V předchozí kapitole byl uveden stručný přehled zásad modelování segmentového ostění metodou konečných prvků. Pozornost byla věnována zejména faktorům, které mají zásadní vliv na rozložení napětí v ostění a jejich možného zavedení do výpočtového modelu konečných prvků. Z konstrukčního hlediska se jedná především o příčné, průběžné a obvodové spáry mezi jednotlivými segmenty ostění, přičemž obvodové spáry lze spolehlivě zohlednit pouze v rámci plné třídimenzionální analýzy. V běžné praxi je však často nutné se spokojit pouze s řešením dvourozměrné úlohy zvoleného příčného řezu. Z výše popsaných spojů pak lze s příslušnou aproximací simulovat vliv příčných spár mezi segmenty v prstenci ostění a vliv průběžných podélných spár. Nicméně i v tomto případě jsou dostupné výpočtové programy značně omezené.


5/2009

VĚDA SCIENCE

6a

AND

A VÝZKUM RESEARCH

6b

Obr. 6 a) Příčný řez tunelem se skladbou segmentového ostění, b) podélný řez tunelem se skladbou zemního profilu Fig. 6 a) Tunnel cross-section with the segments layout, b) longitudinal section with soil profile Obr. 7 Výpočetní model: a) topologie, b) síť konečných prvků Fig. 7 Computational model: a) topology, b) finite element mesh

V následujících odstavcích uvádíme parametrickou studii posouzení vlivu příčných a podélných spár na příkladu železobetonového ostění tunelu pražského metra u stanice Nádraží Holešovice složeného ze segmentů tloušťky 200 mm, délky 1 400 mm a vnějším průměru 5 500 mm (obr. 6a). Při výpočtu byl uvažován elastický materiálový model ostění s parametry betonu B40 (E = 35 000 MPa). Výztuž (ocel 10425, E = 210 000 MPa) byla do výpočtu zavedena pomocí poměru tuhostí E0/Eb = 6 x plocha výztuže. Pro vlastní výpočet byl zvolen reprezentativní řez v místě staničení 18,725 podélného profilu tunelu (obr. 6b). Jednotlivé vrstvy podloží byly reprezentovány Mohr-Coulombovým materiálovým modelem. Příslušné parametry jsou uvedeny v tab. 1. Numerická analýza byla provedena programem GEO5 MKP – modul Tunel. Výsledný výpočetní model reprezentovaný skladbou vrstev a geometrickým uspořádáním jednotlivých segmentů tunelového ostění je patrný z obr. 7a, použitá síť konečných prvků je pak vykreslena na obr. 7b. Pro síť byl použit plošný trojúhelníkový prvek se šesti uzly. Numerické modelování programem GEO5 MKP bylo provedeno pro následující případy: A – monolitické tuhé ostění bez reduk-

7a

7b

ce momentu setrvačnosti, spáry mezi segmenty nejsou uvažovány; B – monolitické tuhé ostění s redukcí momentu setrvačnosti podle (1) s uvážením nulové hodnoty momentu setrvačnosti příčných spár, tento přístup umožňuje zohlednit geometrické uspořádání segmentů podle obr. 4a; C – jednotlivé segmenty ostění jsou modelovány nosníkovými prvky s kloubovým připojením, tento model je přijatelný pro případ průběžných podélných spár (obr. 4b), se zanedbatelnou ohybovou tuhostí spoje mezi segmenty. Každá z uvedených variant byla posouzena pro dva případy technologie výstavby. První případ předpokládá, že ostění je aktivováno současně s probíhající ražbou. V druhém případě se uvažuje určitá prodleva, kdy výrub je po určitou dobu nevystrojen. Současná verze programu však umožňuje řešit tento pro-

blém pouze v rámci tzv. metody opěrných sil (β-metoda) [10], původně navržené pro případ ražby Novou rakouskou tunelovací metodou (NRTM). V případě metody TBM by se tedy mělo k tomuto způsobu modelování přistupovat s určitou obezřetností. V prvním případě byl výpočet proveden ve dvou fázích. První fáze vždy slouží ke stanovení primární napjatosti (geostatické napětí) (obr. 8a). V druhé fázi je instalováno ostění a provedena exkavace. Ostění je v tomto případě zatíženo plnou hodnotou odebrané zeminy. Příklady rozložení svislých napětí, vodorovných a svislých posunů na konci druhé fáze jsou uvedeny na obr. 8a až d. Přestože se z pohledu geometrického uspořádání nabízí řešení pouze jedné tunelové trouby s uvážením symetrie, je vhodné, s odkazem na zvolenou síť konečných prvků, řešit celou kon-

Tab. 1 Materiálové parametry jednotlivých vrstev Tab. 1 Material parameters of individual layers Materiál Parametry γ [kN/m3] E [MPa] ν [–] c [kPa] φ [o]

Navážky

Sedimenty

18 30 0,2 5 20

22 70 0,25 5 20


Navětralé břidlice (N) 24 30 0,3 20 22

5/2009

Středně zvětralé břidlice (SN) 25 150 0,25 80 36

Břidlice nezvětralé 26 400 0,2 300 38

69

VĚDA


8a

8b

8c

8d

Obr. 8 Grafické zobrazení výsledků: a) primární napjatost (svislé normálové napětí), b) svislé normálové napětí po exkavaci, c) vodorovná deformace, d) svislá deformace Fig. 8 Graphical output: a) primary stress state (vertical normal stress), b) vertical normal stress after excavation, c) horizontal displacement, d) vertical displacement

70

9a

9b

9c

9d

9e

9f

Obr. 9 Průběhy momentů: a) varianta 1A, b) varianta 1B, c) varianta 2A, d) varianta 2B, e) varianta 1C, f) varianta 2C Fig. 9 Moment distributions: a) variant 1A b) variant 1B, c) variant 2A, d) variant 2B, e) variant 1C, a) variant 2C

strukci. Určité nehomogenní uspořádání prvků v síti pak může simulovat případné imperfekce jak z pohledu materiálových dat, tak i z pohledu vlastního provedení ražby obou tunelů. Druhý způsob výpočtu má za cíl zohlednit určitou prodlevu mezi ražbou a konečným vystrojením. Použitá metoda opěrných sil vyžaduje nejméně tři výpočtové fáze, kdy ve druhé fázi se část zatížení dané plnou exkavací (β násobek celkového zatížení) aplikuje na nevystrojený výrub. Zbylá část zatížení ((1-β) násobek celkového zatížení) se pak aplikuje až ve třetí fázi výpočtu na již vystrojený výrub. V našem případě jsme uvažovali poměr těchto dvou složek zatížení 30/70 (β = 0,3). Výsledné průběhy momentů pro jednotlivé případy jsou vykresleny na obr. 9. V tabulce 2 je provedeno porovnání vybraných veličin pro uvažované případy výpočtu. Hodnoty momentů MI jsou uváděny v [kNm/m], normálových sil NI v [kN/m], kontaktních


5/2009

VĚDA SCIENCE

AND

A VÝZKUM RESEARCH

Tab. 2 Výsledky z programu GEO5 MKP – modul Tunel Tab. 2 Results from program GEO5 FEM – module Tunnel Úloha 1A 1B 2A 2B 1C 2C

MV

[kNm/m] 26,2 6,5 18,4 4,6 – –

MB

[kNm/m] 16,1 3,4 11,3 2,4 14,5 10,2

ML

[kNm/m] 30,1 15 21,1 10,5 22,4 15,7

normálových napětí σnI v [kPa], a posunů v [mm]. Indexy I = V,B,L,P odpovídají vybraným bodům na obr. 6a. Výsledky v tabulce 2 kvalitativně odpovídají jednotlivým modelovým případům. Je zřejmé, že zásadní vliv na snížení hodnot momentů v ostění má redukce tuhosti prstencového ostění podle Muir Wooda. Naproti tomu významná redukce normálových sil na jedné straně a nárůst svislých deformací na straně druhé jsou patrné při použití β-metody (simulace 2A, 2B). V případě průběžných podélných spár (simulace 1C, 2C) jsme uvažovali kloubové připojení, což odpovídá nulové ohybové tuhosti těchto spár. Stávající verze programu GEO MKP neumožňuje přímé zavedení torzní pružiny spojující přilehlé nosníky. Nicméně, jak je prezentováno v [6], by bylo možné tento nedostatek obejít vložením krátkých nosníkových prvků s příslušnou pohybovou tuhostí stanovenou podle vztahů (2) a (4) mezi sousedící segmenty ostění. Na závěr poznamenejme, že stanovení průběhů vnitřních sil přenášených ostěním předpokládá elastické chování nosníkových prvků. Případné posouzení možného vývoje porušení by vyžadovalo použití nezávislého programu [11], např. ATENA 2D [12]. Zatížení ostění vyvolané horninovým tlakem by v takovém případě odpovídalo velikosti kontaktního napětí na hranici mezi ostěním a horninou stanoveným původním výpočtem v programu GEO MKP. Poznamenejme, že pro určení kontaktního napětí není třeba kontakt mezi nosníkovým prvkem (ostění) a horninou aktivovat na začátku výpočtu. Tento krok lze provést v nezávislé fázi budování, v níž se kontakt pouze aktivuje bez další změny geometrie či zatížení. Při výpočtu pak dojde pouze k určení kontaktního napětí na příslušném rozhraní z uzlových hodnot napětí plošných prvků masivu. Výsledné hodnoty takto získaných kontaktních napětí jsou pro ilustraci uve-

MR

[kNm/m] 32,8 21,7 23,1 15,3 23,4 16,5

NV

[kN/m] 413 421 291 297 414 292

NB

[kN/m] 258 258 182 182 262 185

NL

[kN/m] 826 823 582 580 822 579

deny v tabulce 2. V další fázi lze kontaktní prvky, pokud neplní nějakou jinou funkci, z výpočtu opět vypustit. V každém případě, nevhodné užití kontaktních prvků ve výpočtu může velmi nepříznivě ovlivnit výsledky simulace. V našem případě byly hodnoty vnitřních sil velmi citlivé již na volbu počáteční tuhosti kontaktů. Z tohoto důvodu tak nebyly kontaktní prvky v této studii uvažovány. ZÁVĚR Pokud při analýze železobetonového segmentového ostění uvažujeme běžné zatěžovací stavy nezohledňující vliv styčných spár mezi jednotlivými prstenci a neuvažujeme prostorové chování horninového (zeminového) masivu, není nutné pro výpočet používat prostorovou metodu konečných prvků (3D MKP). Vliv styčných spár se do 2D MKP dá úspěšně zavést pomocí výše zmíněných metod. Pro hrubou orientaci o chování segmentového ostění zcela vyhoví postup podle Muir Wooda. Určitá opatrnost je nutná při zavádění prostorového chování pomocí metody opěrných sil. Ve speciálních případech, kdy je nutné uvažovat např. otvory (prostupy) v segmentovém ostění, rozdílná zatížení působící na prstenec (např. bobtnání zeminy jen z jedné strany výrubu), velké nadvýlomy či výplňovou injektáž přes více prstenců ostění, je použití strukturní analýzy pomocí 3D MKP nezbytné. Příspěvek byl zpracován v rámci řešení výzkumného záměru MSM 6840770003 „Rozvoj algoritmů počítačových simulací a jejich aplikace v inženýrství“. Prof. Ing. Michal Šejnoha, Ph.D., DSc. e-mail: [email protected] Katedra mechaniky Doc. Dr. Ing. Jan Pruška Katedra geotechniky oba: Fakulta stavební ČVUT v Praze www.fsv.cvut.cz


5/2009

σnV

[kPa] 195 187 141 135 168 122

σnB

[kPa] 175 169 133 129 181 138

σnL

[kPa] 287 294 225 230 272 215

Dzmax

[mm] 2/-2,9 2,2/-3,3 4,8/-3,3 4,9/-3,4 2,6/-2,9 5,2/-3,3

Dxmax [mm] ±2,4 ±2,5 ±1,9 ±1,9 ±2,4 ±1,9

Literatura: [1] Pruška J.: Sanace betonu v podzemních konstrukcích. Silnice a železnice, 3 ročník, 3/2008, str. 62–64, Konstrukce Media, s. r. o., Ostrava 2008 [2] Trabada J. et al.: The Madrid Extension Plan 2003 – 2007, Madrid [3] Guidelines for the Design of Shield Tunnel Lining, Working Group No. 2, International Tunnelling Association, www.ita-aites.org (červenec 2009) [4] Muir Wood A. M.: The circular tunnel in elastic ground. Geotechnique, 1, 1975 [5] Jansen P.: Tragverhalten von Tunnelausbuten mit Gelenktübbings, Report No. 83-41 University of Braunschweig, Dept. of CE, 1983 [6] Potts D. and Zdravkovic L.: Finite Element Analysis in Geotechnical Engineering, Volume II – Application, Telford Publishing, London 1999 [7] New BM., O’Reilly MP., Tunnelling induced ground movements, predicting their magnitude and effects. Proc 4th conf. on ground movements and structure, Cardiff 1991 [8] FINE, s. r. o., www.fine.cz (červenec 2009) [9] Balthaus H., Dorgarten H.-W., Billig B.: Balthaus: Tunnelsicherung und Tunnelausbau. Betonkalender, Fertigteile und Tunnelbauwerke,Teil I, Verlag Ernst & Sohn, Berlin 2005, 257–381 [10] FINE, s. r. o., GEO5 MKP, Teoretický manuál, www.fine.cz [11] Červenka V., Jendele L. a Červenka J.: ATENA program documentation, Červenka Consulting 2002, www.cervenka.cz, [12] Chamrová R., Šejnoha M.: Aplikace metody konečných prvků při analýze dvouplášťového ostění tunelů NRTM, GEOTECHINKA, 4, 11–16, 2006

71

VĚDA


NELINEÁRNÍ

ANALÝZA NEVYZTUŽENÉHO BETONOVÉHO DEFINITIVNÍHO OSTĚNÍ NONLINEAR ANALYSIS OF THE PLAIN CONCRETE FINAL LINING MICHAL SEDLÁČEK, RADOMÍR PUKL

1

3

72

Primárně vytyčeným cílem práce bylo zjistit, do jaké míry lze pomocí numerického modelování úspěšně vystihnout chování betonové konstrukce definitivního tunelového ostění. The main goal of the task described in this paper is to show possibilities of the nonlinear numerical modeling in investigation of behavior of plain concrete tunnel lining.

Tyto předpoklady by se měly v maximální možné míře přibližovat skutečnému stavu řešeného problému. Z tohoto důvodu je nutné hledat nové přístupy, které umožní s dostatečnou přesností vystihnout a předpovědět chování betonové konstrukce definitivního ostění a vykazují akceptovatelnou shodu se skutečností. Jednou z možných cest je počítačová simulace založená na metodě konečných prvků s využitím nelineárního materiálového modelu chování betonu.

Nejprve byl sestaven numerický model definitivního ostění tunelu se zavedením materiálové nelinearity, který posloužil pro výpočet poměrných přetvoření v modelu konstrukce. Následně byly změřeny hodnoty poměrného přetvoření na skutečné konstrukci definitivního ostění tunelu. Hodnoty poměrných přetvoření od předpokládaných zatížení konstrukce získané výpočtem byly porovnány s odpovídajícími hodnotami získanými měřením in situ.

Navrhování podzemních staveb patří mezi jedny z nejnáročnějších inženýrských aktivit. Jejich řešení vyžaduje dostatečné odborné znalosti a současně praktické zkušenosti, na jejichž základě je možné stanovit předpoklady pro bezpečný návrh.

POSTUP ŘEŠENÍ Nevyztužené definitivní ostění tunelu Libouchec bylo modelováno nelineární metodou konečných prvků a získané výsledky byly porovnány s hodnotami naměřenými na realizované konstrukci.

Numerický model Pro modelování ostění byl zvolen komerčně dostupný software ATENA 2D. Pro řešení skutečné prostorové napjatosti a deformace ostění tunelu byl použit dvojrozměrný model rovinné deformace, který dobře vystihuje chování průřezů ve střední části tunelu, kde je zabráněno poměrné deformaci ve směru podélné osy tunelu. Specifikem podzemních konstrukcí je jejich aktivní a pasivní spolupráce s horninovým masivem. Ostění se vlivem působení zatížení deformuje a působí na líc výrubu. Tím dochází k aktivaci pasivního odporu horniny. Tento jev výrazně ovlivňuje únosnost ostění, a proto je nezbytné pasivní odpor horniny ve statickém výpočtu uvažovat. Horninové prostředí je ve výpočetním modelu simulováno za pomoci radiálních a tangenciálních pružin (obr. 2). Radiální pružiny jsou definovány tak, aby působily pouze v tlaku; při vlastním výpočtu dojde k vyloučení tažených oblastí styku ostění s horninovým prostředím. Tangenciální pružiny simulují tření na plášti definitivního ostění a jsou definovány jako pružný materiál. Pracovní diagramy jednotlivých pružin jsou patrné z obr. 3. Pro matematický model bylo nutné určit ty vstupní hodnoty, které mají zásadní vliv na sledované veličiny, zhodnotit doposud působící zatěžovací stavy a pokusit se o jejich výstižnou aplikaci v numerickém modelu. Při numerickém řešení byly monitorovány hodnoty poměrných přetvoření odpovídající tenzometrickým měřením na skutečné konstrukci.

2

Obr. 1 Numerický model Fig. 1 Numerical model of tunnel lining Obr. 2 Zavedení radiálních a tangenciálních pružin do výpočtového modelu Fig. 2 Radial and tangential springs in the numerical model Obr. 3 Pracovní diagram radiální a tangenciální pružiny Fig. 3 Force-deformation diagram for radial a tangential springs Obr. 4 Vibrační strunový tenzometr TES/5,5/T Fig. 4 Vibrating wire embedment strain gauge TES/5,5/T Obr. 5 Umístění tenzometrů v definitivním ostění tunelu Fig. 5 Location of strain gauges in the final tunnel lining Obr. 6 Porovnání naměřených hodnot s numerickým modelem Fig. 6 Comparison of measured values with numerical modeling Obr. 7 Predikce přetvoření po 10 letech Fig. 7 Prediction of strain development in 10 years


5/2009

VĚDA SCIENCE

4

6

5

7

Měřění na konstrukci V rámci výzkumného grantu [2] byly instalovány do definitivního ostění tunelu Libouchec strunové tenzometry (obr. 5). Měření namáhání konstrukce probíhá nepřímou metodou pomocí elektronického rozkmitání struny tenzometru, kde snímač speciální aparatury odečítá frekvenci kmitání. Odečtené hodnoty po přepočtení udávají poměrné délkové přetvoření v konstrukci (microstrain [μm/m]). Konstrukce tenzometrů umožňuje též měření teplot. Literatura: [1] Sedláček M.: Nelineární analýza betonových konstrukcí podzemních staveb, Disertační práce, 2009 [2] Vítek J., Šourek P., Polák F.: Zpráva z měření v rámci grantu č.103/2005/2331 [3] Červenka V.: Počítačová simulace jako nový nástroj pro modelování betonových konstrukcích, Betonářské dny 2000 [4] Klepsatel F., Kusý P., Mařík L.: Výstavba tunelů ve skalních horninách, JAGA, 2003

Výsledky Naměřené hodnoty přetvoření v definitivním ostění nasvědčují tomu, že primární ostění tunelu stále plní nosnou funkci a definitivní ostění je namáháno pouze vlastní tíhou, klimatickými a objemovými změnami. Z porovnání sledovaných veličin je patrné, že poměrná přetvoření jsou relativně malá, řádově 10-4 m/m. Lze předpokládat že primární ostění bude svou funkci plnit i několik následujících let. V grafech na obr. 6 a 7 je zobrazena předpověď přetvoření v definitivním ostění po deseti letech od betonáže za předpokladu, že v tomto období ještě nedojde k degradaci primárního ostění a konstrukce definitivního ostění bude namáhána pouze nesilovým zatížením, tzn. smrštěním, dotvarováním a klimatickými změnami teplot. ZÁVĚR Na základě provedeného srovnání lze konstatovat, že použitý numerický model definitivního ostění dobře vystihuje skutečné chování realizované konstrukce, a je možné jej úspěšně aplikovat ve stavební praxi. Numerický model je samozřejmě do


5/2009

AND

A VÝZKUM RESEARCH

jisté míry zatížen nepřesnostmi, které jsou dány zjednodušením výpočetního modelu oproti reálné konstrukci. Z porovnání uvedených grafů je však vidět velmi dobrá shoda mezi průběhem sledovaných veličin vypočtených numerickým modelem a provedenými měřeními. Numerický model navíc umožňuje extrapolaci sledovaných hodnot a předpověď jejich předpokládaného vývoje v dalším období. V článku byly úspěšně využity výsledky výzkumného projektu GAČR 103/08/1527 „Globální formát posuzování bezpečnosti železobetonových konstrukcí“.

Ing. Michal Sedláček Fakulta stavební ČVUT v Praze Thákurova 7, 166 29 Praha 6 tel.: 731 412 556, fax: 233 335 797 e-mail: [email protected] http://concrete.fsv.cvut.cz/~sedlacek/ Ing. Radomír Pukl, CSc. Červenka Consulting, s. r. o. Na Hřebenkách 55, 150 00 Praha 5 e-mail: [email protected] www.cervenka.cz

73

VĚDA


EXPERIMENTÁLNÍ

MĚŘENÍ DEFINITIVNÍCH TUNELOVÝCH OSTĚNÍ EXPERIMENTAL MEASUREMENTS OF FINAL TUNNEL LININGS PAVEL ŠOUREK, JAN L. VÍTEK, JOSEF ALDORF, LUKÁŠ ĎURIŠ Navrhování definitivních ostění ražených tunelů je poměrně složitý proces. Vzhledem k dopravnímu významu tunelů není možné připouštět jakékoliv zbytné výluky nebo jiná omezení provozu. Návrh ostění proto musí být bezpečný, rovněž ekonomický a zároveň musí splňovat nejvyšší požadavky na užitné vlastnosti po celou dobu životnosti díla. Obsahem článku je kromě popisu systému měření především prezentace výsledků z doposud provedených měření na různých tunelech postavených v ČR za posledních deset let. Design of final tunnel lining is influenced by many factors – rock/soil performance, properties of concrete, geometry of the lining, technology of construction, etc. The input data for the analysis have usually a large statistical scatter. The design used to be conservative, in order to guarantee the safety of the tunnel. This article deals with an experimental work carried out with the aim of monitoring the actual performance of the tunnel lining in selected tunnels. The measured values are recorded during last ten years. Statické působení tunelového ostění závisí na interakci s horninovým masivem a jeho zatížení je závislé na mnoha faktorech: tuhosti ostění, velikosti výrubu, geotechnických podmínkách, postupu výstavby a v neposlední řadě na klimatických podmínkách. Posuzovaná konstrukce je mnohokrát staticky neurčitá a nelze také přímo aplikovat metody navrhování podle mezních stavů ve formě běžné u pozemních konstrukcí nebo mostů. Zkušenosti s dlouhodobou funkcí a skutečným namáháním jsou ve světě různé, s ohledem na dobu po jakou jsou využívány současné metody výstavby, však i tam nelze zcela objektivně vyhodnotit reálné působení. Navíc Česká republika má jistá specifika navrhování a výstavby, a proto je třeba ověřit tyto skutečnosti i v našich podmínkách. V rámci výzkumu podporovaném též GAČR se provádí řada měření, která dokladují reálná namáhání, resp. reálná zatížení tunelových ostění v současné době. Zároveň lze uvést některé získané zkušenosti a doporučení. 74

KONSTRUKČNÍ ŘEŠENÍ RAŽENÝCH TUNELŮ V ČESKÉ REPUBLICE Geologické uspořádání, směrové, výškové a dispoziční řešení tunelových tras, ale především délka tunelů a strojní potenciál prováděcích firem v České republice jsou důvody, proč v poslední době naprosto rozhodující většina našich ražených tunelů je navrhována na principech konvenčního tunelování pomocí „Nové rakouské tunelovací metody“ (NRTM). Systém NRTM spočívá ve využití dvou typů ostění pro zajištění vyrubaného prostoru. Dočasné – primární ostění (zpravidla vrstva vyztuženého stříkaného betonu se svařovanými sítěmi, doplněná rastrem horninových svorníků) zajišťuje vyražený prostor po dobu výstavby. V této fázi obvykle dochází k ustálení deformací a k přeskupení napětí v masivu. Definitivní – sekundární ostění představuje trvalou nosnou konstrukci přenášející veškerá působící zatížení po celou dobu životnosti díla. Definitivní ostění je tvořeno zpravidla betonovou nebo železobetonovou monolitickou konstrukcí, skládající se v příčném řezu z horní klenby uložené na bočních (základových) blocích a případně spodní klenby. Vyztužení spodní a horní klenby tvoří obvykle vrstvy svařovaných ocelových sítí u obou povrchů ostění, ke kterým se přidávají příložky z betonářské výztuže podle výsledků statických výpočtů. Doposud, bohužel, jen výjimečně bylo v našich moderních tunelech využito definitivní ostění pouze z betonu prostého. Betonáž jednotlivých konstrukčních prvků ostění probíhá většinou proudovou metodou po sekcích, ve spodní klenbě do systémového bednění, v horní klenbě do pojízdné ocelové formy s hydraulickým ovládáním. Délka pracovních sekcí se liší podle velikosti příčného profilu, směrového řešení a délky použité formy od cca 5 do cca 12 m. Jednotlivé prstence definitivního ostění působí staticky samostatně. PŘEDPOKLADY

NÁVRHU


Při návrhu definitivního ostění je dnes již zcela standardně využíváno prostředků moderní výpočetní techniky. Vnitřní síly a deformace ostění se počítají pomocí numerických modelů metodou koneč-

ných prvků, kde je simulováno celé horninové prostředí včetně postupu ražeb a etapy vložení jak primárního, tak i sekundárního ostění. Statické výpočty se provádějí především v místech nejnepříznivěji zatížených profilů se zohledněním mnoha zatěžovacích stavů a jejich kombinací, zejména těchto: • vlastní tíha • geostatické zatížení horninovým prostředím • hydrostatický tlak podzemní vody (v případě uzavřené izolace) • smršťování a dotvarování betonu definitivního ostění • vliv teploty (ochlazení/oteplení) • technologická zatížení atd. U klasických pozemních a mostních staveb lze ve většině případů poměrně jednoznačně definovat zatížení, kterému musí nosná konstrukce odolávat. Konstrukce má rovněž poměrně přesně definovatelné geometrické a fyzikální parametry. V případě ražených tunelů jde naopak téměř vždy o kompaktní celek tvořený na jedné straně konstrukcemi ostění tunelu a na straně druhé okolním spolupůsobícím a zároveň zatěžujícím horninovým masivem. Určit přiměřené parametry k celému systému horninový masiv – ostění je velmi náročné. Zatížení horninovým masivem vykazuje značný stupeň nejistoty a též tloušťka ostění může být vlivem různých okolností jiná, než předpokládá projekt. Při reálném návrhu ostění tunelů se proto vychází z řady zjednodušujících předpokladů. K těmto předpokladům se přidávají normativní, ale i osobní (vlastní) bezpečnostní rezervy. Z toho plyne, že dimenzování tunelů je značně závislé na subjektivních pohledech projektanta a jeho zkušenosti, a především na možnostech získat výstižné parametry pro popis působení horninového masivu. Dá se tedy očekávat, že návrhy ostění budou spíše konzervativní. Dalším problémem celého návrhu je nejednotná metodika (absence přímé návrhové normy) v uvažování velikostí zatížení, zatěžovacích stavů a jejich kombinací, rovněž pak vliv spolupůsobení definitivního tunelového ostění s primárním ostěním, včetně uvažování jeho přetvárných a pevnostních charakteristik v čase.


5/2009

VĚDA SCIENCE

SYSTÉM

A ROZSAH

EXPERIMENTÁLNÍHO MĚŘENÍ

Na základě uvedených skutečností je zajímavé sledovat, jak jsou opravdu existující tunely namáhány, resp. zatíženy a zda jejich skutečné působení odpovídá předpokladům ve statických výpočtech. Proto byly v rámci výzkumného projektu GAČR a v rámci geotechnického monitoringu, umístěny do definitivních, případně dočasných ostění vybraných tunelů zařízení ke sledování poměrných deformací a teploty, strunové vibrační tenzometry. Prostřednictvím tenzometrů jsou dnes sledovány v ČR např. tyto tunely:

• Valík (dálnice D5) • Panenská (dálnice D8) • Libouchec (dálnice D8) • Klimkovice (dálnice D47) • Mrázovka (Městský okruh v Praze) • Tunelový komplex Blanka (Městský okruh v Praze) • Vítkovské (železniční tunely Nového spojení v Praze) • Kabelový tunel Vltava (Praha). Pomocí tenzometrického a odporového měření jsou získávány hodnoty poměrných deformací a teploty v daném místě betonového ostění v průběhu času. Konstrukce tenzometrů je velice robust-

1

AND

A VÝZKUM RESEARCH

ní a spolehlivá a umožňuje jejich funkci po dobu mnoha let. Naše nejstarší zkušenosti s uvedenými tenzometry trvají již dvacet let. Předpokládá se, že změny v zatěžování definitivního ostění horninovým masivem jsou pomalé, a proto postačí odečítání hodnot pouze několikrát do roka. Tenzometry jsou umístěny ve vybraných příčných řezech, které jsou významně namáhány. Jde o místa s vysokým nadložím, v nepříznivých geologických poměrech, případně s vysokou hladinou podzemní vody apod. Rozmístění tenzometrů v příčném řezu je určeno tak, aby bylo sledováno působení v oblas-

2

3 Obr. 1 Schéma rozmístění tenzometrů v definitivním ostění tunelu Mrázovka Fig. 1 Positions of strain gauges in final lining of the tunnel Mrazovka Obr. 2 Schéma rozmístění tenzometrů v definitivním ostění tunelu Valík Fig. 2 Positions of strain gauges in final lining of the tunnel Valik Obr. 3 Schéma rozmístění tenzometrů v definitivním ostění tunelu Libouchec Fig. 3 Positions of strain gauges in final lining of the tunnel Libouchec Obr. 4 Tenzometry umístěné na výztuži ostění Fig. 4 Vibrating wire strain gauges attached to the reinforcement

4


5/2009

75

VĚDA


Obr. 5 Průběh teplot v čase v horninovém masivu a v ostění u tunelu Klimkovice Fig. 5 Temperature variation during time in rock massive and in the final lining of the tunnel Klimkovice

Obr. 7 Časový průběh skutečných poměrných deformací v ostění tunelu Libouchec (stlačení +) Fig. 7 Strain variation measured in the lining of the Libouchec tunnel (shortening +)

Obr. 6 Časový průběh skutečných poměrných deformací v ostění tunelu Valík (stlačení +) Fig. 6 Strain variation measured in the lining of the Valik tunnel (shortening +)

Obr. 8 Časový průběh skutečných poměrných deformací v ostění tunelu Mrázovka (stlačení +) Fig. 8 Strain variation measured in the lining of the Mrazovka tunnel (shortening +)

BS^Z]bgdPZ]Yc0'bc\SZ9ZW[Y]dWQS [ÂS\{bS^Z]bgdaSYc\Rt`\[]ab\µ^`×[`\tV]R\]bOhORdV]RW\g

BS^Z]bO1 !

BS^Z]bO1 '

$

%

$

&

#

$ "

"

!

@]hRZbS^Z]b[ShW`cPS[OZQS[

&

"

&

$

!% % (

!% %(

% % (

% %(

% % (

% %(

% % (

% %(

'% % (

'% %(

&% % (

&% %(

%% % (

%% %(

$% % (

$% %(

"

"% %(

;ÂS\{bS^Z]bgdPSb]\cdhRcQVcOV]`\W\

&

2Obc[xOa

5

DhRcQVab`]^

@C0

:Î1

AbÂSR\V]R\]bO

tech s extrémními kladnými i zápornými ohybovými momenty. Vychází se rovněž z předpokladu jisté symetrie a očekává se, že symetricky umístěné tenzometry by měly poskytovat též přibližně symetrické hodnoty deformací, a tím dosáhnout i jisté kontroly vlastního měření. Obrázky 1 až 3 ukazují schémata umístění tenzometrů v definitivních ostěních tunelů Mrázovka, Valík a Libouchec. Při vyhodnocování jsou rovněž využívány výsledky dalších prováděných měření na definitivním ostění, např. geodetická sledování deformací ostění, měření teploty povrchu betonu v místě tenzometrů a sledování hydrostatického tlaku od podzemní vody v bezprostředním okolí tunelu. Strunové tenzometry jsou připevněny na výztuž (obr. 4) a propojovací kabely jsou pomocí chrániček vyvedeny do skříněk umístěných do nik v ostění přístupných též během provozu v tunelu. V měřicí skříňce se připojuje odečítací zaříze76

;Oadab`]^

@]hRZbS^Z]b[ShW`cPS[OZQS[

ní a zaznamenávají naměřené hodnoty deformací a teplot. Výhodou použitých tenzometrů je možnost odečítání sledovaných veličin bez předchozí kalibrace. Impuls vyslaný ze čtecího zařízení rozkmitá strunu a zároveň se odečte její frekvence, která je závislá na délce tenzometru, resp. na deformaci v místě tenzometru. Odměrná délka je u těchto přístrojů 140 mm, což je natolik velká hodnota, že eliminuje nehomogenní charakter betonu, a tím umožňuje velmi výstižné zaznamenání reálných poměrných deformací. Nulové čtení se provede těsně po betonáži, další odečítání se v současné době opakují ve čtvrt až půlročních intervalech. V případě tunelu Klimkovice jsou teplotní čidla kromě definitivního ostění navíc umístěna i v horninovém masivu, cca 1 m za výlomem a odečítání je zde prováděno několikrát denně z důvodů postižení vlivu denních změn teplot v ostění (obr. 5).

Výsledky sledování namáhání ostění tunelů Naměřené hodnoty poměrných deformací mohou být porovnávány s výsledky podobných měření na jiných tunelech nebo s výsledky měření na betonových vzorcích. Je třeba si uvědomit, že naměřená hodnota je součtem několika vlivů. Zahrnuje obvykle pružnou deformaci betonu od zatížení, deformaci od smršťování a dotvarování betonu a deformaci od změny teplot. Dále je třeba sledovat i materiálové parametry betonu, aby bylo možné přepočtem odvodit napětí, která v betonu (resp. ve výztuži) mohou vznikat. Existuje též možnost přepočítávat poměrné deformace podle předpokladu, že beton a výztuž se deformují shodně (vzhledem k soudržnosti) a přes modul pružnosti oceli stanovit napětí ve výztuži. Je však nutné připomenout, že výztuž je namáhána nejen vlivem vnějšího zatížení ostění, ale též vlivem vnitřních pnutí, které vznikají např. od smršťování betonu. Čím je stupeň vyztužení menší, tím větší budou napětí v oceli od smršťování betonu. Definitivní ostění tunelů Valík, Panenská a Libouchec bylo realizováno převážně v roce 2005. Této skutečnosti odpovídají i doposud naměřené hodnoty, které dosahují využití únosnosti průřezu pouze v řádu několika procent. Napětí v oceli se pohybuje v několika málo desítkách MPa a napětí v betonu se blíží 3 MPa. Celý průřez ostění klenby je namáhán tlakem, největších namáhání je dosaženo v bocích klenby u vnitřního líce ostění. Využití průřezu při porovnání se statickým návrhem je různé a souvisí především s požadavky na omezení šířky trhlin daných v projektu. Průběh namáhání v čase je již ustálený s velmi nepatrnými přírůstky, na časovém průběhu se navíc projevují vlivy teploty v průběhu ročních období. Průběhy na vybraných profilech tunelu Valík a Libouchec jsou uvedeny na obr. 6 a 7. Definitivní ostění, v tomto případě bez uzavřené izolace (bez namáhání hydrostatickým tlakem), je zatíženo doposud pouze vlastní tíhou, smrštěním a zatížením od změny teploty. Naměřené hodnoty ovšem znázorňují pouze zatížení vlivem objemových změn od tvrdnutí betonu a změny teploty, vlastní váha není s ohledem na nulové čtení až po odbednění zohledněna. Geostatické zatížení začne působit v horizontu několika let až desítek let s postupnou ztrátou nosné schopnosti (degradací) ostění primárního. Tato


5/2009

VĚDA SCIENCE

skutečnost závisí na parametrech primárního ostění (návrh, skutečné provedení) a na agresivitě prostředí, ve kterém se tunel nachází. U tunelu Mrázovka bylo definitivní ostění dokončeno již v průběhu roku 2003. Navíc je tunel vybaven celoplošnou uzavřenou izolací sevřenou mezi primárním a sekundárním ostěním. Naměřené hodnoty i v tomto případě dosud nevykazují využití ostění na úrovni charakteristických (provozních) hodnot zatížení. Maximální

A VÝZKUM RESEARCH

AND

V tunelu Klimkovice dosahují napětí v betonu velikosti max. 4 až 5 MPa (přepočtem) z normových hodnot modulu pružnosti a odpovídají vesměs zatížení vlastní tíhou ostění, vlivu smršťování a teplot v ostění a rovněž zatížení hydrostatickým tlakem. Vítkovské tunely nového spojení jsou měřeny od roku 2007. Spolu s tunelem Libouchec zde bylo využito definitivní ostění z prostého betonu. Výsledky doposud provedených měření jsou obdobné

napětí v betonářské výztuži bylo z měření odvozeno hodnotou cca 30 až 60 MPa, zatímco tlak v betonu doposud nepřesahuje 6 MPa. Časový průběh namáhání potvrdil nárůst zatížení od hydrostatického tlaku po uzavření čerpacích šachet prostupujících izolaci, včetně ustálení růstu namáhání po ustálení hladiny podzemní vody v masivu (obr. 8). Celý profil ostění je převážně tlačen, kromě táhla mostovky, průběh deformací v čase je mírně rostoucí se zohledněním teplotních vlivů ročních období.

>`×PV^][`\ÝQVRST]`[OQdRSTW\WbWd\[]ab\bc\SZcDOZY !#
! # # # # #

!$

&$$

$'$

# $

#!%

!$%

'%

;#

;

;$

%

;!

'!&

;"

%$&

#'&

" &

"!'

;

6

>`×PV^][`\ÝQVRST]`[OQdRSTW\WbWd\[]ab\bc\SZc:WP]cQVSQ # # #

% $ #

$&$

%

&&

&%

;"

;#

;$

;

;

$%&

'

;!

7

>`×PV^][`\ÝQVRST]`[OQdRSTW\WbWd\[]ab\bc\SZc;`th]dYO

!# ! # # # #

&!

%$!

"!

""

''"

$ # ;"

$%# ;'

;&

! # ;

;!

#$ ;

'$ ;

;

&!%

#&%

&

!#&

&&

%!'

;


5/2009

77

VĚDA


Obr. 9 Srovnání velikostí ohybových momentů v ostění vlivem teplotních změn v tunelu Valík Fig. 9 Comparison of bending moments induced by temperature changes – Valik tunnel

DZWdbS^Z]b\V]`]hRZS\d^`×ÂShcaSYc\Rt`\V]]ab\ µ]VgP]dÝ[][S\b\OabÂSR\WQWIY<[K # # =VgP]dÝ[][S\bIY<[K

%# # # #

"

$

&

"

$

&

"

$

&

# %#

# =Pd]RRZOI[K

# dZOab\bWVO

:{b]

:{b]\]`[O

A[`Èb\

HW[O

HW[O\]`[O

Obr. 10 Srovnání velikostí ohybových momentů v ostění vlivem teplotních změn v tunelu Klimkovice Fig. 10 Comparison of bending moments induced by temperature changes – Klimkovice tunnel Obr.11 Průběh teplot podél tloušťky definitivního ostění Fig.11 Temperature variation along the thickness of the final lining

9

>`×PVg]VgP]dÝQV[][S\b×\OabÂSR\WQWaSYc\Rt`\V]]ab\^`]`×h\tbS^Z]b\hObÐS\ %

[

$# $ ## # [

;][S\bIY<[K

"#

6]R\]bgRZSa[`\WQS2A&#! ;ÂS\Bc\SZ9ZW[Y]dWQS

" !# ! #

D@16=:9:3<0G

>/B/9:3<0G

# #

!

"

#

$

&

'

2{ZYOabÂSR\WQSI[K

10

jako v případě tunelů Libouchec a Panenská, neboť zde je rovněž využito deštníkového typu izolace. Výjimkou jsou hodnoty tahových namáhání na vnitřním boku klenby jižního tubusu patrně zapříčiněné objemovými změnami betonu. Kabelový tunel Vltava představuje oproti všem ostatním výše popsaným tunelům výrazně menší profil avšak realizovaný obdobnými technickými prostředky. Ostění je uzavřené, je zde využito pouze vodonepropusného železobetonu. Výsledná namáhání odpovídají předpokládaným hodnotám uvažovaného zatížení hydrostatického tlaku pod Vltavou. Tunelový komplex Blanka je v současné době ve výstavbě. Měřicí profily se buď osadily teprve nedávno, nebo se budou osazovat v budoucnu. Výsledky z doposud provedených měření tak zatím nemá smysl prezentovat. Zde jde 78

%

opět o uzavřený systém ostění s uvažováním zatížení od hydrostatického tlaku. Výsledky sledování teplotního zatížení Tenzometry v ostění tunelů umožňují zároveň i měření teploty díky integrovanému teplotnímu čidlu. Spolu s poměrnými deformacemi jsou tak odečítány i hodnoty okamžitých teplot v místě tenzometru, doplňované měřením povrchové teploty laserovým teploměrem. Takto získané hodnoty, na tunelu Klimkovice odečítané dokonce v pravidelných krátkodobých intervalech (obr. 5), umožnily autorskému týmu provést srovnání s předpoklady obecně užívanými pro návrh velikosti teplotního zatížení definitivního ostění tunelů. V České republice jsou nejvíce využívány hodnoty teplotních diferencí vnějšího a vnitřního líce ostění podle německé drážní směrnice DS 853, resp. podle TKP ČD, kap. 20 – Tunely.

Na obr. 11 jsou uvedeny letní a zimní rozdíly teplot zatěžující ostění pro úseky tunelu 200 m a více od portálu (označ. norma), což zhruba odpovídá většině sledovaných měřicích profilů. Z průběhů statisticky vyhodnocených měření teplot po tloušťce ostění od povrchové teploty po teplotu vnějšího líce vyplývá skutečnost, že průběh teplot zdaleka nemá lineární charakter. Naopak střídavé oteplování a ochlazování betonu se projevuje zejména v povrchové vrstvě ostění, zatímco části vzdálenější od povrchu již podléhají menším rozdílům teplot. Naměřené hodnoty se v převážné míře blíží krajním hodnotám s označením II na obr. 11. Řešitelský tým proto navrhuje uvažovat bilineární průběhy teplot po tloušťce ostění (obr. 11, označ. I). Ty jsou bližší skutečnému průběhu teplot a přitom jejich dopad na namáhání ostění (vzhledem k normálové ose) je menší. To znamená, že pravděpodobné reálné namáhání ostění od ohřátí resp. ochlazení je zřejmě menší, než předpokládá současně používaný návrhový předpis. Používání návrhového předpisu lze považovat za příliš konzervativní a též neekonomické. Příklady namáhání od teploty při různých předpokládaných průbězích teplot jsou uvedeny na konstrukcích tunelů Valík (obr. 9) a Klimkovice (obr. 10). Výsledky řešení ukazují, že namáhání průřezů ostění při bilineárním rozdělení teploty je výrazně menší (až o cca 30 až 40 %), než při tzv. normovém rozdělení (obr. 11, označ. norma). Naproti tomu podle dosavadních výsledků měření teplot, a to i s ohledem na koncepci měření, nelze usuzovat na možnost úpravy absolutních hodnot teplot-


5/2009

VĚDA SCIENCE

AND

A VÝZKUM RESEARCH

11

ního zatížení daného výše jmenovanými předpisy. Tomu by muselo odpovídat výrazně systematičtější a dlouhodobější měření na vybraném vzorku tunelů v různých lokalitách, s různou dispozicí, orientací a využitím a se zásadně jinou četností odečítání hodnot teploty v ostění. ZÁVĚR U Nové rakouské tunelovací metody, která byla použita na všech tunelech vybavených tenzometry, přenáší v době výstavby veškerá zatížení primární ostění spolu s okolním horninovým masivem. Následně se vybetonuje ostění sekundární, které je od primárního zpravidla odděleno hydroizolací. Ve statickém výpočtu se obvykle předpokládá, že primární ostění se časem rozpadne a zatížení bude přenášet sekundární ostění. Zda k tomu dojde, v jaké míře a za jak dlouho, není v našich podmínkách doposud přesvědčivě prokázáno a prováděná měření by měla pomoci objasnit, jak se tento přesun zatížení projeví na sledovaných tunelech. Protože jde o tunely nové, jsou současná zatížení sekundárních ostění poměrně malá a k jejich významnějšímu využití pravděpodobně teprve dojde. Tomu odpovídají i dosud naměřené hodnoty poměrných deformací, které se pohybují ve velmi malých hodnotách. Časový průběh již v současnosti poukazuje na setrvale mírně rostoucí nárůst deformací v čase. Při porovnání s výsledky měření samotného smršťování na laboratorních vzorcích lze konstatovat, že u tunelových ostění je dosahováno menších hodnot poměrných deformací. Z toho se dá usuzovat, že smršťování betonu sekundárních ostění jsou poměrně malá. Tuto skutečnost lze zdůvodnit tím, že prostředí v tune-

lech je poměrně vlhké, a proto smršťování od vysýchání menší. Průřez tunelového ostění je také značně větší než standardní laboratorní válec a vysýchání probíhá pouze z vnějšího líce ostění, a proto smršťování probíhá v tunelovém ostění podstatně pomaleji. Význam prováděných měření tedy spočívá zejména v dlouhodobém sledování působení tunelů. S dostatečným časovým odstupem (k čemuž byly vytvořeny předpoklady) bude možné vyhodnotit, jak se sekundární ostění postupně zatěžuje vlivem rozpadu primárního ostění či vlivem dlouhodobých deformací v horninovém masivu. Pokud je ostění vystaveno hydrostatickému tlaku, je to z měření již pozorovatelné, jak je vidět na příkladu tunelu Mrázovka. Lze tedy oprávněně předpokládat, že výsledky měření přinesou informace o reálném působení sekundárních ostění tunelů a podle nich se bude moci usoudit, zda současné postupy jejich návrhu jsou výstižné, či zda je třeba přijmout jisté úpravy návrhových postupů. Naopak měření teplot v sekundárním ostění prokazuje, že předpoklady drážní směrnice jsou příliš konzervativní a vedou na neúměrně vysoké namáhání ostění od účinků teplot. Řešitelský tým navrhuje využít bilineární průběhy teplot získané na základě měření na tunelech v ČR. Použití navrhovaných průběhů může vést k realističtějším návrhům a ekonomičtější výstavbě nových tunelů. Oproti běžnému geodetickému sledování radiálních deformací dávají měření na tenzometrech okamžitou odpověď na skutečné namáhání – využití ostění tunelu, bez ohledu na statický výpočet. Radiální defor-


5/2009

mace je naopak možné pouze porovnávat s výsledky statického výpočtu, což samo o sobě nemusí být správná interpretace a může vést k nesprávným závěrům. Dosažené výsledky ukazují na nutnost sledovat vývoj deformací (namáhání) v nových konstrukcích – tunelech a pomáhají odhalovat jejich případné rezervy. Tím se mnohokrát navrátí investice do měření vložená. Zároveň měření poskytují možnost ověření bezpečnosti navržené konstrukce, případně ověření kvality jejího provedení. Výsledky uvedené v příspěvku byly získány částečně za podpory GAČR v rámci grantového projektu č. 103/2008/1691. Ing. Pavel Šourek Satra, spol. s r. o. Sokolská 32, 120 00 Praha 2 tel.: 296 337 149, fax: 296 337 100 e-mail: [email protected] www.satra.cz Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc. Metrostav, a. s. Koželužská 2246, 180 00 Praha 8 tel.: 266 709 317, fax: 266 709 193 e-mail: [email protected] www.metrostav.cz Prof. Ing. Josef Aldorf, DrSc. e-mail: [email protected] Ing. Lukáš Ďuriš e-mail: [email protected] oba: Fakulta stavební VŠB-TU Ostrava L. Podéště 1875, 708 00 Ostrava-Poruba tel. a fax: 597 321 944 www.vsb.fast.cz

79

VĚDA


NAVRHOVÁNÍ

S POUŽITÍM MODELŮ NÁHRADNÍ PŘÍHRADOVINY DESIGN WITH STRUT-AND-TIE MODELS JIŘÍ ŠMEJKAL, JAROSLAV PROCHÁZKA S pomocí modelů náhradní příhradoviny navrhujeme poruchové oblasti v mezních stavech únosnosti i použitelnosti. V článku je popsána tvorba modelů náhradní příhradoviny pro lokální analýzu poruchové oblasti železobetonových konstrukcí. V následujících pokračováních budou uvedeny modely pro konstrukční prvky jako jsou konzoly, ozuby na nosnících, otvory v nosnících, stěnové nosníky a rámové rohy. Strut-and-tie model is a tool for design discontinuity regions in ultimate limit states and in serviceability limit states. The design of the strut-and-tie models for analysis and detailing of structural concrete members is described in the article. Strut-and-tie models for the structures elements as corbels, Gerber beams, opening in beams, deep beams, knees and frame corners will be introduced in the next articles. IDEALIZACE KONSTRUKCE V současné době se pro celkovou analýzu nosného systému používají dvourozměrné popřípadě třírozměrné modely konstrukce. Pro celkovou analýzu nosného systému je nejdůležitější vhodná idealizace geometrie konstrukce. Tyčové prvky jsou modelovány jejich podélnou osou, desky jejich střednicovou rovinou a skořepiny střednicovou plochou. Velmi důležitá je volba vhodného spojení mezi prvky v uzlových bodech a výběr podmínek podepření. Spojení prvků a podepření prvků se pohybují mezi dvěma limitními stavy, které lze zjednodušeně označit jako prosté podepření a vetknutí. U monolitických železobetonových konstrukcí obvykle mezi jednotlivými konstrukčními prvky uvažujeme vetknutí, zatímco u prefabrikovaných konstrukcí se většinou snažíme s přihlédnutím k jednoduchosti realizace o kloubové připojení (pevný nebo posuvný kloub). Pokud uvažujeme vetknutí konce prvku, je nutné, aby uložení neumožňovalo žádné pootočení. Pokud v reálné konstrukci nelze nulové pootočení zajistit, přesune se příslušná část ohybového momentu z vetknutí do pole. Při nerespektování chování reálné konstrukce by mohlo být vyztužení prvku v poli nedostatečné. Pro modelování vzájemného spojení konstrukce s podpěrami je nutné vyšetřit, zda je vhodné vazbu modelovat, nebo ji naopak zanedbat, a její vliv pokrýt vloženou přídavnou výztuží. Při celkové analýze konstrukce se stanoví rozdělení vnitřních sil, napětí, deformací a reakcí konstrukce. Celková analýza je obvykle nutná pro stanovení celkové tuhosti a prostorové stability konstrukce. Pro jednotlivé konstrukční detaily a dílčí oblasti je nutná navazující lokální analýza. Celková analýza i analýza jednotlivých oblastí jsou obvykle založeny na idealizaci geometrie konstrukce a idealizaci chování konstrukce. ANALÝZA JEDNOTLIVÝCH OBLASTÍ (LOKÁLNÍ ANALÝZA) Ve výpočtech většinou používáme dvourozměrné modely, pokud však požadujeme popsat prostorové chování konstrukce jako celku, používáme třírozměrné modely. V globálních modelech existují i místa, kde neplatí předpoklad zachování rovinnosti 80

přetvoření průřezu. Proto nosné železobetonové konstrukce rozdělujeme na oblasti B a D (obr. 1). Oblasti B (někdy nazývané Bernoulliovy oblasti) představují části konstrukce, kde platí předpoklad zachování rovinnosti průřezu podle Bernoulliovy hypotézy. V těchto částech konstrukce lze poměrně jednoduchým výpočtem získat věrohodné výsledky o chování konstrukce. Oblasti D jsou oblasti s diskontinuitami (tzv. poruchové oblasti). Jedná se o oblasti, kde není lineárně rozděleno poměrné přetvoření průřezů. Jedná se např. o oblasti (obr. 2), ve kterých působí lokální zatížení nebo se náhle mění rozměr průřezu. Podle hypotézy St. Venanta lokální porucha mizí ve vzdálenosti rovné výšce přilehlého průřezu. Pro návrh průřezů v oblastech D lze použít modely náhradní příhradoviny [1]. Modely náhradní příhradoviny se používají při návrhu výztuže v mezních stavech únosnosti v poruchových oblastech. Lze je použít i pro prvky, u nichž je předpokládáno lineární rozdělení přetvoření po průřezu, např. rovinné poměrné přetvoření. Při posuzování mezních stavů použitelnosti lze použít modely náhradní příhradoviny, pokud je zaručena přibližná kompatibilita prutových modelů (zvláště poloha a směr důležitých tlakových diagonál). Modely náhradní příhradoviny se skládají z tlačených prvků, tažených prvků a spojovacích uzlů – styčníků. Síly v prvcích prutového systému – náhradní příhradoviny se stanovují z podmínky zachování rovnováhy s působícím zatížením. Poloha a směr táhel modelu náhradní příhradoviny má souhlasit s odpovídající výztuží. Styčníky jsou oblasti, ve kterých jsou transformovány síly mezi tlačenými prvky, z tlačených prvků do tažených prvků nebo také do reakcí. Styčníky jsou klasifikovány dle působících sil. Ve styčníku s označením CCC působí nejméně tři tlakové betonové pásy – vzpěry (obr. 3). Ve styčníku s označením CCT (obr. 4) působí dva tlakové betonové pásy a jeden tažený pás představovaný výztuží. Ve styčníku CTT (obr. 5) působí jeden tlakový betonový pás a dva tažené pásy. TLAČENÉ PRUTY – BETONOVÉ VZPĚRY (STRUTS) Tlačené pruty jsou základním stavebním prvkem modelů náhradní příhradoviny pro analýzu poruchových oblastí. Tlačené pruty mohou mít různý tvar (obr. 6). Rozlišujeme tři základní typy betonových vzpěr podle změny šířky po jejich délce [3]. Tlačené betonové pruty náhradní příhradoviny se v [1] rozlišují podle působícího příčného napětí. Jednak se uvažují tlačené pruty s působícím příčným tlakovým napětím, nebo bez působícího příčného napětí, a jednak pruty s příčným tahovým napětím. Návrhové napětí na mezi únosnosti pro tlačené betonové pruty v oblasti s příčným tlakovým napětím, nebo bez příčného tlakového napětí se stanoví ze vztahu 1 (obr. 7a).

σ@R[Of = TQR

(1)

V oblastech s víceosým tlakem lze předpokládat vyšší návrhovou pevnost. Návrhové napětí na mezi únosnosti pro betonové tlačené pruty v oblastech s trhlinami je nutné redukovat. Pokud se nepoužije přesnější výpočet, lze návrhovou pevnost uvažovat dle vztahu 2 (obr. 7b)


5/2009

VĚDA SCIENCE

h2

h2

h2

h1

D

h1

h2

B D

B

h1

B

h4

h4 h4

h4

h

h2 h1

h2

h3

D

D

B

D

B

h4 h5

D

h1

h2

h1

h3

h1

h h

h h h

h

h

h1 h1

h

h1 h2

D

D

D

h

h

h5 h5

h3

h

h2

B

B

h2 h2

h

h1

h3

D

h1

D

B

A VÝZKUM RESEARCH

AND

h

1

h2 h2

h h

h

2

CCT

CCC

CTT

CCT

CCC 4

CTT

5

příčné tlakové napětí

příčné tahové napětí Rd,max

6a

6b

6c

Obr. 1 Rozdělení konstrukce na oblasti D a B Fig. 1 Structure splitting on the D and B regions Obr. 2 Příklady D-oblastí Fig. 2 Examples of the D regions Obr. 3 Příklady styčníku CCC Fig. 3 Examples of the CCC joint Obr. 4 Příklady styčníku CCT Fig. 4 Examples of the CCT joint Obr. 5 Příklady styčníku CTT Fig. 5 Examples of the CTT joint

7a

Obr. 8 Příčné tahové síly v tlakovém poli, a) částečná nespojitost (s oblastí spojitosti B), b) úplná nespojitost Fig. 8 Transverse tensile forces in compression field, a) partial discontinuity (with B-region), b) full discontinuity

(2)

kde ν′ lze vyjádřit ν ʹ = −

TQY #

7b

Obr. 6 Základní geometrické tvary betonových vzpěr, a) baňkovitá vzpěra, b) vzpěra s rovnoběžnými vlákny, c) vějířovitá vzpěra Fig. 6 Basic form of the concrete struts, a) bottle-shaped strut, b) parallel strut, c) fan strut Obr. 7 Betonové vzpěry z hlediska příčného napětí, a) vzpěra s příčným tlakem nebo bez tlaku, b) vzpěra s příčným tahem Fig. 7 Concrete struts in term of transverse strain, a) transverse compressive stress or no transverse stress, b) strut with transverse tension

σ@R[Of = $ ν ʹTQR

(2a). Hodnota fck je v MPa.

Požadovaná výztuž, která má odolávat příčným tahovým silám v betonových vzpěrách, může být rozptýlena po délce tlačeného prvku (obr. 8a, b). Pokud výztuž v oblasti styčníku přesahuje přes uvažovanou délku prvku, musí být umístěna na délce, kde jsou tlakové trajektorie zakřiveny (táhla a vzpěry). V oblastech s úplnou nespojitostí předpokládáme, že tahová síla působí ve čtvrtinách délky oblasti (obr. 8a, b). Tahovou sílu stanovit podle vztahů 3 a 4. a) pro částečně nespojité oblasti, kde P ≤ podle obr. 8a

6

a PST = P


Rd,max

B=

P−O "

P

bef a

bef a

F oblast nespojitosti

D

oblast spojitosti

B D

T

h=b

F

8a

T

b

H

F

8b

(3)

4

b) pro úplně nespojité oblasti, kde P >

T H

T

b

F z=h/2 h=H/2

3

6

a PST = #6 + $#O podle obr. 8b

B=

O⎞ ⎛ ⎜ − % ⎟ 4 . 6⎠ "⎝

(4)

Diagonální vzpěry jsou obecně rovnoběžné s očekávaným průběhem trhlin v betonu daného prvku. TÁHLA (TIES) Táhlo v modelu náhradní příhradoviny představuje výztuž. Návr5/2009

81

VĚDA


hové napětí na mezi únosnosti táhel vychází z meze kluzu betonářské výztuže. Výztuž musí být odpovídajícím způsobem zakotvena ve styčníku. Při návrhu táhla se uvažuje dosažení meze kluzu výztuže táhla před tlakovým porušením betonové vzpěry. V táhlech a vzpěrách uvažujeme pouze osové síly. Tahové síly v betonu se zanedbávají. Táhla představují výztužné pruty, jejich celková šířka se obvykle zvětšuje o dvojnásobek krycí vrstvy nebo o polovinu vzdálenosti mezi další výztuží.

prvky – CCT a CTT. Táhla jsou pro zakotvení protaženy tlačeným pásem a vzniká tak rozšířená styčníková zóna. Plocha předpokládané kotevní (ložiskové) desky se stanoví tak, aby se napětí v tlaku rovnalo napětí na opačné straně tlačené uzlové zóny. Požadavek stejného napětí, které působí na všech stranách hydrostatické uzlové zóny, komplikuje použití těchto hydrostatických uzlových zón. Proto vznikl koncept rozšířených uzlových zón, ve kterých jsou uzlové zóny ohraničeny vnějšími liniemi tlačených pásů a jejich průsečíky. Průnik tlačených pásů, reakce a tažených pásů včetně přilehlého betonu je oblast hydrostatické uzlové zóny. Na obr. 10 je označen tmavší barvou. Rozšířená uzlová zóna (označena světlejší barvou) je oblast s tlakovým napětím od betonových vzpěr a od reakce na průniku s taženými pásy vně hydrostatické uzlové zóny. Tlakové napětí napomáhá přenosu sil z jedné vzpěry do druhé nebo do táhla představovaného výztuží. Protože beton je jen omezeně plasticky deformovatelný, systém vnitřních sil musí být stanoven tak, aby v žádné části oblasti nepřekročil limitní deformaci. Pro stanovení optimálního modelu náhradní příhradoviny je nejlepší vycházet z pružné analýzy oblasti pomocí MKP modelů. Ze stanovených pružných vnitřních sil je potom možné sestavit model náhradní příhradoviny. Do modelu je nutné vhodně zakomponovat vyztužení prvku – táhla. Betonové vzpě-

STYČNÍKY Styčníky v modelech náhradní příhradoviny představují oblasti styku táhel a vzpěr. Styčníky jsou betonové. Všechny síly působící ve styčníku musí být v rovnováze. Styčníky uvažujeme např. v místech působení soustředěných zatížení, v podporách, v kotevních oblastech s koncentrovanou betonářskou výztuží, v ohybech výztužných prutů a ve spojích a rozích prvků. U styčníku namáhaného víceosým tlakem (CCC – obr. 9) se předpokládá stejné napětí na všech styčných plochách tlačených betonových prutů – pásů (Mohrovy kružnice). Oblast styčníku se nazývá hydrostatická uzlová – styčníková zóna. Hydrostatickou uzlovou zónu lze rozšířit na styčníky s taženými

C

a3

0

a2

a)

a2

Fc3

Fc2

3

u

T

1

Fc1l

Fc1p Fc1 = Fc1l + Fc1p

A

s0

a2

10

u

T

T a1

x A

O1

O

x A

Obr. 11 Geometrie styčníku CCT pro přímou podporu Fig. 11 Joint CCT geometry for direct support

1 a1 lbd

O2

Obr. 10 Styčník CCT se vzpěrami a výztuží (táhlem) v jednom směru – rozšířená styčníková oblast Fig. 10 Compression tension node CCT with reinforcement (tie) provided in one direction – extended nodal zone

Ft

s

2s0

O1

a2

Obr. 9 Styčník CCC se vzpěrami bez táhel Fig. 9 Compression node CCC without ties Fc2

s0

c)

11

2

u

a2

u a1

a1

a1

9

b)

O1

Fc0

2

C

C

Obr. 12 Geometrie styčníku CCT pro nepřímou podporu Fig. 12 Joint CCT geometry for indirect support

Fc1

C1

Ft1

a

a2

a1

T1

a1 C Rd,max

x

C2 T u

12

82

O1

Fc a a2

T2

Ft2

13

14


C

5/2009

VĚDA SCIENCE

ry u nepřímého uložení se musí opírat o zakotvenou výztuž táhla. Obvykle výztuž táhla obepíná styčník CCT nebo CTT. Ze zkušeností se ukazuje, že není nutné přesně sledovat pružný tok vnitřních sil v limitním stavu únosnosti. Nejjednodušším příkladem je příhradový model pro návrh smykové výztuže, který připouští uvažovat základní sklon tlačeného betonového pásu a výztuže pod úhlem 45° až 63° od neutrální osy. Návrhové hodnoty pro tlaková napětí na mezi únosnosti ve styčnících lze určit následovně: Styčníky s tlakovými silami (CCC), ve kterých nejsou kotvena táhla dle obr. 9 a podle [1].

σ@R[Of = ν ʹTQR

(5)

kde σRd,max je maximální napětí, které může působit na hranách styčníku a ν‘ viz vztah (2a). Styčníky s tlakovými i tahovými silami s táhly kotvenými v jednom směru dle obr. 10 (CCT) a podle [1]. (6)

σ@R[Of = &# ν ʹTQR

kde σRd,max je maximální napětí σRd,1x, σRd,2 a ν‘ viz vztah (2a). Typickým představitelem styčníku CCT je místo uložení nosníku. Idealizovaný model styčníku je na obr. 10. Pokud výztuž není jen

aF

F

σQ =

/ PaW\ θ OaW\ θ + c aW\ θ

T

A

z

σQ =

/ P O aW\ θ

15a

a

σQ =

/

z3 M

A

T3

V

T2

2

1

3

2

2

1

1

A

N

z2 1

z3

N V

z

1 1

M

C2

C31 01 02 C 32

M

2

T

0,75av a/2 a/2

16a

T1

F

1

2

d 2

02

N

C1

C

T2 C1 C2 z

01T1

z1

17

a av

2

2

1

3

V

15c

F

(9)

.

P aW\ θ I O + #c Q]b θ − Q]b θ K

2

C

d

(8)

A

15b

av

.

Při vějířovité betonové vzpěře podle obr. 11c [3] je namáhání v místě styku vzpěry a táhla

z

A

(7)

Pokud budeme uvažovat postupný přenos namáhání do táhla podle obr. 11b [3], namáhání v betonové vzpěře se vyjádří podle vztahu

T trhlina

A VÝZKUM RESEARCH

v jedné vrstvě, je vhodné uvažovat postupný přenos sil do táhel (obr. 11). Pro nepřímé uložení betonové vzpěry do táhla tvořeného třmínky, např. při horním líci nosníku, je přenos sil do táhla zobrazen na obr. 12. Pro nepřímé uložení je nutné uvažovat opření vzpěry do oblasti uzavřené táhlem – třmínky. Tím se nám výrazně posouvá poloha styčníku od líce prvku. Podle obr. 11a [3] lze stanovit namáhání v šikmé betonové vzpěře

F T trhlina

AND

0,75av a/2 a/2

16b

Obr. 13 Styčník CTT se vzpěrou a výztuží (táhly) ve dvou směrech Fig. 13 Compression tension node CTT with reinforcement (ties) provided in two directions Obr. 14 Geometrie styčníku CTT Fig. 14 Joint CTT geometry Obr. 15 Osamělé břemeno v blízkosti podpory, a) nad vnitřní podporou, b) a ≤ z/2, c) a = 0 Fig. 15 Load near support, a) load over inside support, b) a ≤ z/2, c) a = 0 BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

T

z1

T1 C1

T2

C31 1

01 02

z2

T3 C2

C 32

V N M

2

18 Obr. 16 Osamělé břemeno v blízkosti podpory, a) S&T Model, b) znázornění přenosu zatížení Fig. 16 Load near support, a) S&T Model, b) illustration of the load transmission Obr. 17 Náhlá změna výšky průřezu – kladný ohybový moment Fig. 17 Sudden change of cross section – positive bending moment Obr. 18 Náhlá změna výšky průřezu – záporný ohybový moment Fig. 18 Sudden change of cross section – negative bending moment 5/2009

83

VĚDA


Pokud se uvažuje postupný přenos sil do táhla podle obr. 11 a 12, dochází k prodloužení styčníku o délku x. Prodloužení přispívá k délce, na které se musí táhlo dostatečně zakotvit. Při parabolickém tvaru hranice oblasti styčníku lze délku x stanovit

f =

⎞ ⎛ O + c bO\ θ − O ⎟ ⎜ " ⎝ Q]aθ ⎠

(10)

kde a1 je celková šířka tlačeného betonového pásu, a2 šířka šikmé betonové vzpěry, u šířka táhla, c betonové krytí prutů táhla a θ1 úhel střednice betonové vzpěry. Pro zakotvení táhla je k dispozici délka l = a1 + 0,5x – c Styčníky s tlakovými i tahovými silami s táhly kotvenými ve více směrech dle obrázku 13 (CTT). Nejčastěji se vyskytuje styčník CTT v rámových rozích se záporným působením ohybového momentu [1].

σ@R[Of = %# ν ʹTQR

(11)

kde σRd,max je maximální napětí a ν‘ viz vztah (2a). Na obr. 14 je podrobný model pro přenos sil z tlačené diagonály do svislého táhla reprezentovaného třmínky [3]. Část tlakové síly vzpěry je opřena přímo do táhla a zbylá část se opírá až za táhlem a vytváří podružnou tlačenou vzpěru opírající se o táhlo z druhé strany. To se projeví prodloužením délky táhla ve styčníku o Δ a. Prodloužení délky je závislé především na úhlu sklonu vzpěry. Kotvení výztuže (táhel) ve styčnících s tlakovými a tahovými silami uvažujeme od okraje styčníku. Například při kotvení nad podporou začíná kotvení u vnitřního líce podpory. Pro kotevní délky táhla je k dispozici celá délka styčníku. Zakotvení výztuže lze provést i za styčníkem. Hodnotu návrhového tlakového napětí lze zvýšit o 10 %, pokud je splněna alespoň jedna z následujících podmínek [1]: • je zaručen trojosý tlak • všechny úhly mezi tlačenými pruty a táhly jsou ≥ 55° • výztuž je umístěna v několika vrstvách • pohyb styčníku je spolehlivě omezen uspořádáním v uložení nebo třením. Pokud je známé rozdělení tlaků všech tří směrů u trojose tlačených styčníků, lze návrhové napětí vyjádřit dle vztahu

σ@R[Of ≤ ! ν ʹTQR

(12)

OSAMĚLÉ BŘEMENO U PODPORY Při zatížení osamělým břemenem v blízkosti podpory je nutné navrhnout svislou a vodorovnou výztuž. Vodorovná výztuž se navrhuje na vznikající příčné tahy. Návrh svislé výztuže vychází z geometrie oblasti. Působí-li osamělé břemeno na horním líci ve vzdálenosti av od líce uložení, lze navrhnout svislou výztuž na redukovanou posouvající sílu βVEd [1]. Redukci působící posouvající síly lze provést pro vzdálenost av, pro niž platí: (13)

# ≤ Od ≤ R kde d je účinná výška průřezu. Součinitel β má hodnotu

(14)

β = Od R

Pro vzdálenosti av ≤ 0,5d uvažujeme minimální posouvající sílu v hodnotě 0,25 VEd. Přitom pro posouvající síly VEd vypočtené bez redukce součinitelem β musí být splněna následující podmínka: (15)

D3R ≤ #Pe R ν TQR

TVORBA MODELŮ NÁHRADNÍ PŘÍHRADOVINY Tvorba modelů náhradní příhradoviny bývá často založena na empirických zkušenostech, popřípadě na podrobném nelineárním modelování D-oblastí. Pro zjednodušení jsou základní pravidla uvedena v normě [1] a další literatuře, např. v [5], [6] a [7]. Předpokládá se, že tlakové síly přenáší betonové vzpěry a tahové síly vynáší betonářská výztuž. Základy modelování D–oblastí vycházejí z výzkumných prací z roku 1984 (Der Grudngedanke der Bemessung von Konstruktionsbeton – Schlaich). Postupně byla tato metoda rozvíjena a ověřena řadou experimentů. Při tvorbě modelu náhradní příhradoviny je nutné postupovat následovně: • Nalézt reakce v modelované části konstrukce • Rozdělení zatížení a nalezení vnitřních sil – výslednice napětí nahradit výslednicemi sil, nahradit asymetrická napětí dvojicí sil, definovat model náhradní příhradoviny soustavou vzpěr 84

a táhel. Při definování jednotlivých prvků je nutné vždy zvážit polohu skutečného vyztužení sledované části konstrukce včetně zakotvení výztuže v oblasti styčníků. • Přechod D-oblasti do B-oblasti musí být plynulý bez jakýchkoliv skokových změn. • Předpoklady pro modely náhradní příhradoviny: - v táhlech je dosaženo meze kluzu výztuže před vyčerpáním pevnosti betonových vzpěr - síly ve vzpěrách a táhlech jsou jen osové - tahové síly v betonu jsou zanedbány - ve všech styčnících musí být zajištěna rovnováha - výztuž táhel se aktivuje po vzniku trhlin v betonu - k redistribuci vnitřních sil dochází po vzniku trhlin v betonové části průřezu - vzpěry jsou obvykle rovnoběžné s očekávaným směrem trhlin ze vznikajících příčných tahových sil v betonové části průřezu. • Pro omezení šířky trhlin D-oblastí je nutné: - při povrchu oblasti vložit minimálně konstrukční ortogonální výztuž s plochou nejméně As ≥ 0,003Ac, - maximální vzdálenost výztužných prutů musí být menší než 300 mm.

kde bw je nejmenší šířka průřezu mezi tlačeným a taženým pásem, ν redukční součinitel pevnosti betonu při porušení smy-

⎛

kem v hodnotě ν = $ ⎜ −

⎝

TQY ⎞ ⎟. # ⎠

U prvků vyžadující návrh smykové výztuže musí být navíc plněna podmínka pro redukovanou posouvající sílu

D3R ≤ /ae TgeR aW\ α

(16)

kde Aswfywd je únosnost smykové výztuže protínající šikmou smykovou trhlinu mezi zatíženými oblastmi a α je sklon smykové výztuže. Redukce posouvající síly je možná, pokud je podélná výztuž dostatečně zakotvená v uložení. Nosníky s osamělým břemenem v blízkosti uložení a na krátkých konzolách mohou být alternativně navrženy podle modelů náhradní příhradoviny (obr. 15a-c [2]). Při vzdálenosti osamělého břemene do hodnoty av ≤ 0,5d se


5/2009

VĚDA SCIENCE

předpokládá, že se zatížení přenáší přímo (na obr. 16 označeno 1). Pro vzdálenější působiště osamělé síly od místa uložení se přenos zatížení dělí mezi soustavy 1 a 2 dle obr. 16. Pro vzdálenosti av ≥ 2d veškeré zatížení přenáší soustava 2. Svislá výztuž pro vynášení svislého zatížení soustavy 2 je účinná pouze v oblasti 0,75av podle [1] nebo aw = 0,85a – z/4 podle [2]. Tuto svislou výztuž navrhujeme na redukovanou posouvající sílu β VEd podle [1] nebo podle [2] na svislou sílu

4 =

⎛ O ⎞ ⎜ − ⎟4 ! ⎝h ⎠

(17)

Při návrhu svislé výztuže je nutné zbývající část oblasti konstrukčně vyztužit svislými třmínky a vodorovnou výztuží pro zachycení příčných tahů vznikajících v tlačených betonových vzpěrách obou soustav 1 a 2 náhradní příhradoviny. ZMĚNA PRŮŘEZU Při náhlé změně výšky průřezu vznikají v průřezu sekundární vnitřní síly – tahy a tlaky. Jejich působení je pro kladné momenty schematicky zobrazeno na obr. 17. Pro záporné momenty je rozdělení na D- a B-oblasti zobrazeno na obr. 18. Vzdálenost z3 pro oba modely náhradní příhradoviny podle obr. 17 a 18 lze stanovit podle vztahu

h! = # I h h − h K

(18)

Tah v táhle T3 stanovíme z rovnováhy ve vodorovném směru ve styčníku 1 a z rovnováhy ve svislém směru ve styčnících 2 a 3. V táhle T3 vzniká síla

B! = B

h h − h

B! = −1

h h!

h h − h h h!

Návrhu jednotlivých oblastí budou věnována další pokračování v rámci seriálu o poruchových oblastech. Vztahy uvedené v této úvodní části budou využívány při řešení konkrétních oblastí v následujících pokračováních. Tento příspěvek vznikl za podpory grantu GAČR 103/08/1533

Ing. Jiří Šmejkal, CSc. ŠPS statická kancelář Lísková 10, 312 16 Plzeň tel.: 739 613 929, 602 461 064 e-mail: [email protected]

(20)

Význam veličin ve vzorcích je patrný z obr. 17 a 18. ZAVĚR Nejznámějšími poruchovými oblastmi jsou konzoly, ozuby průvlaků, otvory v průvlacích, stěnové nosníky a rámové rohy.

SPOLEČ NOST AT L AS COPCO

A VÝZKUM RESEARCH

Literatura: [1] ČSN EN 1992-1-1 Navrhování betonových konstrukcí – Část 1-1: Obecná providla a pravidla pro pozemní stavby. ČNI 2006 [2] Reineck K. H.: Modellierung der D-Bereiche von Fertigteilen, BetonKalender 2005, Ernst & Sohn, A Wiley Company, 2005. ISBN 3-433-01670-4 [3] Hottmann U. H., Schäfer K.: DAfStb Heft 459 Bemessung von Stahlbetonbalken und Wandscheiben mit Öffnungen. Beuth Verlag GmbH, Berlin 1996 [4] Narayanan R. S.: Eurocode 2, Worked Examplex, Camberlay, 05/2008 [5] DIN 1045-1(08/2008) Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton – Teil 1: Bemessung und Konstruktion. DIN Deutsches Institut für Normung s. V. Beuth Verlag GmbH, Berlin [6] DAfStb Heft 430 Beuth Verlag GmbH, Berlin, 2002 [7] DAfStb Heft 525 Beuth Verlag GmbH, Berlin, září 2003

(19)

AND

Prof. Ing. Jaroslav Procházka, CSc. Odborná společnost pro vědu, výzkum a poradenství ČSSI Komornická 15, 160 00 Praha 6 tel.: 222 938 907, 602 825 789 e-mail: [email protected]

KOUPIL A ČESKÉHO DISTRIBUTOR A KOMPRESORŮ

Stockholm, Švédsko, 7 září, 2009: Společnost Atlas Copco s. r. o. koupila společnost Servis A.C. s. r. o., distributora a poskytovatele služeb v oblasti zařízení na stlačování vzduchu, který působí na severní Moravě. Akvizice společnosti Servis A. C. je příležitostí, jak zvýšit prodej kompresorů a příslušenství, včetně následných servisních služeb v tomto regionu, který je i z mezinárodního pohledu důležitým centrem průmyslových aktivit v České republice. „Společnost Servis A. C. je na severní Moravě uznávaným dodavatelem”, říká Joeri Ooms, generální ředitel Atlas Copco s. r. o. divize Kompresory. „Akvizice tohoto druhu jsou důležitou součástí naší strategie, protože nás přibližují našim zákazníkům a umožňují nám zlepšovat naše servisní služby”. Tisková zpráva společnosti Atlas Copco Pro další informace prosím kontaktujte: Jindru Landovou, manažerku komunikace +420 225 434 341, www.atlascopco.com


5/2009

85

VĚDA


HODNOCENÍ

MOSTŮ Z HLEDISKA LCC BRIDGES EVALUATION FROM LCC ASPECT DANIEL MACEK, DANA MĚŠŤANOVÁ Navrhování nákladově významných mostních objektů vyžaduje zpracování variantních návrhů již v předinvestiční fázi přípravy. Z těch se následně vybírá nejvhodnější návrh z hlediska nákladového, realizačního, materiálového apod. Kromě pořizovacích nákladů se posuzují náklady v životním cyklu. The projection of cost relevant bridges requires variant elaboration. The most suitable project is chosen in virtue of costs, realization, material viewpoint etc. LCC (Life Cycle Cost) belong to parameter costs except realization costs. V České republice lze již po řadu let sledovat nárůst objemů silniční dopravy [1]. Na tomto trendu se podílí jak osobní, tak i nákladní doprava. Význam silniční a dálniční dopravy se v posledních letech prohloubil. Doprava má vliv na řadu aspektů rozvoje ekonomiky. Díky silniční dopravě jsou propojovány jednotlivé oblasti a regiony. Propojením oblastí se současně zvyšuje i kvalita bydlení obyvatel. Návrh dopravních tras úzce souvisí se zajištěním financování. Od toho se odvíjí i konkrétní technicko-konstrukční řešení, jež je markantní zejména u mostních staveb. Současná ekonomická situace má za následek zpomalování výstavby některých dálničních úseků či rychlostních komunikací, a to především z důvodu nedostatečných finančních zdrojů. Peníze pro opravy a údržbu nejsou navyšovány k adekvátně se rozšiřující síti dálnic a rychlostních komunikací. Při zohlednění roční inflace je na opravy ve svém důsledku stále méně zdrojů. Otázky posuzování investiční náročnosti připravovaných staveb jsou proto nyní ještě aktuálnější. Obecně je každá stavba posuzována nejen podle výše pořizovacích nákladů ale i podle nákladů na provoz a údržbu v průběhu životního cyklu. Tato hlediska jsou více preferována u staveb pozemního stavitelství, je však přínosné je zařadit i do posuzování dopravních staveb a především do staveb mostních. Mosty se promítají svou finanční náročností velmi významně do průměrné ceny dopravní stavby za jeden kilometr. Velmi zodpovědné je rozhodnutí o typu mostu již v předinvestiční fázi [2]. Klíčovou roli hraje úloha projektanta a následné rozhodnutí investora akce. Návrh mostu musí respektovat předmět překlenutí, reagovat na dopravní návaznost, ochranu životního prostředí ale i na technologické podmínky vč. podmínek stanovených Ministerstvem dopravy ČR, jež mimo jiné stanovují cykly oprav aj. [3]. Současná praxe je taková, že projektová organizace zpracuje návrhy možného konstrukčního řešení, precizuje klady a zápory jednotlivých variant vč. ocenění. Vyhodnocení variant dálničních mostů je investorem prováděno na základě podkladů projektanta, podle zkušeností z již realizovaných mostů, podle své databáze, podle místních podmínek a řady dalších kritérií. K optimalizaci ceny mostu může přispět také mimo jiné forma zadání při výběrovém řízení ve veřejné soutěži. V případě zadání obecných technických podmínek je možno ponechat variantní řešení a rozhodnutí ve větší míře na zhotoviteli mostu. 86

Takové řešení by vyžadovalo prodloužení lhůt na vlastní výběrové řízení. Úloha investora tudíž spočívá nejen v konkrétním rozhodnutí, ale i v evidování dat z minulých let pro potřeby finančního srovnání, pro vyřazení nepřiměřeně drahých nabídek apod. SYSTÉM HOSPODAŘENÍ S MOSTY U již realizovaných mostních objektů je v průběhu vlastní životnosti mostů průběžně monitorován jejich stav a výstupy jsou podkladem pro databáze plánů údržby a obnovy mostních staveb. K tomu účelu existuje obecně řada SW systémů používaných u nás i v zahraničí. Lze uvést systémy DANBRO, SMART (Dánsko), BRUTAS (Norsko), KUBA-MS (Švýcarsko), QUADRO (Velká Británie), PONTIS, BRIDGIT (USA). Většina systémů je součástí velkých ekonomických modulů a archivačních souborů. Údaje z nich čerpané slouží zpětně pro strategii a plánování oprav a pro přípravu nových akcí, pro stanovení a optimalizaci nároků na finanční ohodnocení. V České republice je od roku 2003 zaveden systém hospodaření s mosty BMS (Bridge Management System). Tento slouží k evidenci mostních objektů z hlediska jejich stavu, zatížitelnosti, použitelnosti a ke stanovení nutné údržby, oprav nebo rekonstrukcí. Mosty jsou v systému děleny do kategorií podle stupně poškození. Systém sjednocuje metodiku hodnocení stavu mostních objektů a hospodaření s nimi. Hlavní předností systému je nabídka kvalitních možností finančního plánování pro provádění údržby a oprav mostních objektů a tím posílené optimální hospodaření. Od roku 2008 zahrnuje systém i hodnocení mostů v jejich životním cyklu v rámci finančního modulu BMS. Toto hodnocení je kvalifikovaně propracováno a jeho přínos je jednoznačný při přípravě výstavby nových mostů čerpáním údajů z monitorování stavu mostů již dříve postavených. Uvedený systém BMS je používán Ministerstvem dopravy ČR, Ředitelstvím silnic a dálnic ČR, kraji Jihomoravským, Libereckým, Karlovarským, Plzeňským, krajem Vysočina i řadou měst (Plzeň, Praha a Brno). Celkem je systém využíván téměř čtyřmi sty aktivními uživateli a eviduje až 19 000 mostů. Z tohoto počtu připadá na dálnice a rychlostní komunikace přes 900 mostů, na silnice I. třídy cca 3 500 mostů, na silnice II. tříd 4 600 mostů a asi 8 100 mostů na silnice III. tříd. Systém BMS poskytuje údaje o provedených prohlídkách mostních objektů, je snadno rozšiřitelný o další uživatele a umožňuje propojení na externí systémy. Správcům pozemních komunikací v oblasti správy, údržby a hospodaření je tak k dispozici specializovaná aplikace moderního informačního systému, jenž zohledňuje proměnné i neproměnné parametry. Výhodou je přístupnost všech aplikací přes webové rozhraní a možnost vzájemné komunikace. Ve výčtu nelze vynechat informaci o Liniovém referenčním systému (LRS) a Global Network (GN), které podporují Jednotný systém dopravních informací ČR (JSDI ČR). Systém je provozován Ředitelstvím silnic a dálnic ČR. Využíván je i systém ISMaP – Správa majetku a pasport. Systém je nezávislý na stávajícím územním uspořádání, je plně ote-


5/2009

VĚDA SCIENCE

AND

A VÝZKUM RESEARCH

vřen nově vznikajícím potřebám a požadavkům uživatelů a spravuje data o majetku silničních komunikací. POSUZOVÁNÍ

NÁVRHU MOSTNÍCH STAVEB VE FÁZI

PŘEDINVESTIČNÍ

1

%

9c[cZ]dO\{\tYZORgIbWa9xK

Investor musí při posuzování a při rozhodování v otázce zvolení optimálního konstrukčního řešení z navržených variant mostů, nad rámec standardních hodnotících postupů, zahrnovat chování mostu i po stránce nákladů v průběhu životního cyklu [4]. Stanovení potřebných oprav ve fázi projektování je obtížné definovat. Lze vycházet ze sledování potřeb oprav, údržby a rekonstrukcí u stávajících mostů a tyto informace analogicky přenášet na připravované mosty v rámci předinvestiční fáze. Posuzování potřeb oprav a údržby je třeba specifikovat v podrobnosti jednotlivých částí mostních staveb, neboť je nutné je z hlediska rozsahu i cyklu oprav diferencovat. Pro optimalizování a posuzování mostních staveb v LCC je možno využít i upravený aplikační software Buildpass, původně koncipovaný pro oblast pozemního stavitelství [5]. Aplikace je v praxi uplatňována Ředitelstvím silnic a dálnic ČR pro projekčně variantně připravované mosty v předpokládané hodnotě nad 100 mil. Kč. Předmětem je simulace potřeby pořizovacích nákladů a předpokládaných finančních prostředků během vlastní životnosti mostu. Modelování potřeb oprav je pro základní časový horizont životnosti mostů sto let, současně je možné i modelování ve zkráceném cyklu. Pro optimalizování a posuzování mostních staveb v životním cyklu jsou pro každou navrženou variantu mostu propočteny mimo základních rozpočtových nákladů i celkové náklady stavby vč. nákladů na projektové práce, průzkumy, náklady na umístění stavby, rezervu ad. Výše pořizovacích nákladů je konfrontována s obecně platnými ukazateli cen mostních staveb, na základě provedených přepočtů za jeden metr čtvereční mostu. Pro všechny v úvahu přicházející varianty mostu jsou náklady vyčísleny jako pořizovací a dále v průběhu životnosti mostní stavby – v podrobnosti jednotlivých částí mostu (pilíře, opěry, mostovka, mostní závěry, zábradlí aj.). Výstupy jsou jak ve finančním vyjádření, tak i v grafické formě (jako součtové čáry) za jednotlivé konstrukční a materiálové varianty mostu. Výstupy jsou pro investora vhodným podkladem pro rozhodnutí o nejvhodnější konstrukční variantě mostu a slouží mu také jako podklad pro plánování budoucích oprav a v neposlední řadě i pro zajištění finančních zdrojů pro jejich provedení. Materiálové a konstrukční řešení mostních staveb je odlišné a každá mostní stavba je více méně originálem [3]. Jednotlivé zhotovitelské firmy, zaměřené svým výrobním programem na mostní stavby, jsou orientovány na určité konkrétní technologie. Ne každá stavební firma má například výrobnu prefabrikovaných mostních segmentů apod. Navržené řešení projektantem a odsouhlasené investorem je proto následně předmětem marketingového přístupu a profesního zaměření jednotlivých dodavatelských firem. Pro investora je klíčové pro rozhodnutí a výběr

Obr. 1 Možná alternativní řešení mostu navržená projektantem Fig. 1 Alternative bridge desings presented by project engineer Obr. 2 Náklady po dobu 50 let pro variantní řešení mostní konstrukce Fig. 2 Costs of bridge type construction for next 50 years BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

$

# []\b]dO\tYQS

"

[]\]ZWbWQYtYQS !

'

"

'

"

'

!"

!'

""

"'

#"

#'

@]Yg

2 5/2009

87

VĚDA


vhodné konstrukce mostu sledování nákladů při pořízení stavby a během životního cyklu, pro stavební firmy je prioritní orientace na technologie, díky kterým získávají často více stavebních zakázek vč. výstavby mostů. Současná praxe je taková, že projektant navrhne reálná technická a konstrukční řešení mostní stavby (obr. 1), vypočte fyzické objemy a sestaví cenu mostu za jednotlivé konstrukční varianty. Do ceny promítne technická a konstrukční specifika, např. složitost zakládání. Investor tuto cenu posoudí a porovná s vlastní databází cen. Tím jsou eliminovány cenové rozdíly v základních rozpočtových nákladech. Srovnání variantních řešení je často předmětem řady rozdílností, např. rozdílných délek polí, tím i počtů polí a podpěr. Investor s využitím aplikace posoudí jednotlivá řešení, co se týče pořizovacích nákladů i údržby, a to v životním cyklu mostu až do jeho obecně stanovené životnosti. Může se tak ukázat, že levná varianta je v průběhu životního cyklu mostu ve svém důsledku variantou horší a nákladnější. SW aplikace je pro uživatele zpracována relativně volně a data lze zadávat a upravovat podle konkrétních potřeb a stylu uživatele. Aplikace umožňuje vytvořit různá grafická vyobrazení, porovnání variantních řešení či další datová zpracování. Sestava Plán oprav konstrukčních prvků ukazuje nejbližší termín plánované údržby či obnovy daného konstrukčního prvku. Pro sledování detailních nákladů, které jsou sumarizovány v bilanční sestavě, slouží sestava Opravy v daném období nebo Opravy v daném období – harmonogram. V grafu na obrázku 2 je ilustrativně vyobrazen grafický výstup s nákladovými nároky na dvě varianty mostů po dobu životnosti padesát let od jejich výstavby. Je patrné, že při vzorovém příkladu je varianta monolitického mostu v pořizovací ceně dražší, než montovaný most, ale během sledované doby padesáti let dojde v konkrétním čase po zahrnutí cyklů obnovy a údržby ke změně preferencí variant [6]. ZÁVĚR Hodnocení mostů z hlediska nákladů po celou dobu životnosti a aplikace vhodných metod jsou přínosem pro optimalizaci nákladů a pro udržitelný rozvoj dopravní infrastruktury. Výše nákladů mostní stavby souvisí velmi úzce se zadávacím řízením. Je běžnou praxí, že zadavatel vypíše soutěž na projekční činnost na určitý úsek dálnice, který též obsahuje mostní stavbu. Zakázku získá projektová organizace, která nemusí být specializována na projektování mostních staveb a příslušný subdodavatel je limitován cenou za projektové práce. Tato mu často díky své výši neumožňuje zpracovat důsledně varianty a tyto optimalizovat. Problematika souvisí i s obecně velkými objemy zadávaných zakázek, které předurčují jak zpracovatele projektové dokumentace, tak zhotovitele. Proti této praxi hovoří skutečnost, že často dražší projekt, který má odborně zpracované dvě až tři varianty, přinese na základě optimalizace ve svém důsledku výraznou úsporu právě v pořizovací ceně mostu vč. budoucích nákladů. Cílem investora je výběr hospodárné, efektivní a účelné varianty dálničního mostu s využitím dostupných databází stávajících mostů a s využitím aplikací rozhodovacích metod. Přístup investora musí být orientován na komplexní rozhodnutí o konstrukční variantě mostu, s dopadem do plánování budoucích oprav vč. zajištění finančních zdrojů pro jejich provedení. 88

Literatura: [1] Mojžíš V., Březina E.: Úloha dopravy ve společnosti, Optimalizace výstavby silnic a dálnic v ČR. Vimperk: LUCIE. 2007. ISBN 80-903639-9-7 [2] Čihák M.: Význam silniční a dálniční sítě pro ekonomiku ČR, Optimalizace výstavby silnic a dálnic v ČR. Vimperk: LUCIE. 2007 ISBN 80-903639-9-7 [3] Lehovec F.: Význam infrastruktury pozemních komunikací pro hospodářský rozvoj. Optimalizace výstavby silnic a dálnic v ČR. Vimperk: LUCIE. 2007. ISBN 80-903639-9-7. [4] Měšťanová D.: Analýza procesu implementace auditu výkonnosti v souvislosti se vstupem ČR do EU. Praha: ČVUT v Praze, Fakulta stavební, 2007, ISBN 978-80-01-03931-1 [5] Macek D.: Buildpass – obnova a údržba objektů, Praha: ČVUT v Praze, Fakulta stavební, 2007, ISBN 80-85603-96-9 [6] Beran V., Dlask P., Hromada E., Macek D.: Ekonomika a posuzování nákladů celého životního cyklu staveb, Stavebnictví. 2007, č. 12, s. 52–56, ISSN 1802-2030 [7] Beran V., Macek D., Měšťanová D.: Ekonomika správy majetku, Praha: ČVUT v Praze, 2007, ISBN 978-80-01-03754-6 [8] Schneiderová R.: Užitek, náklady a cena při pořizování, správě a obnově veřejného majetku, Praha: ČVUT v Praze, 2007, ISBN 978-80-01-03890-1

Optimální je navržení takových technologií a jednotlivých konstrukčních prvků, aby bylo možné sladit jejich opravy s ohledem na životnost jednotlivých částí mostu. Neméně důležité je při zpracování analýz zahrnutí i hlediska inflace [7]. Získané informace z aplikací existujících databází a rozhodovacích metod jsou pro investora vhodným podkladem pro přípravu akcí i pro čerpání finančních prostředků na pokrytí finančních nároků dopravních staveb formou půjčky od Evropské investiční banky či čerpání prostředků z Fondu soudržnosti a ze strukturálních fondů [8]. Aplikace podpůrných systémů je v souladu s řadou bodů Generálního plánu rozvoje dopravní infrastruktury (GEPARDI), jenž stanovuje základní cíle dopravní politiky pro oblast dopravní infrastruktury vč. efektivních přístupů. Článek vznikl jako součást výzkumného záměru „Management udržitelného rozvoje životního cyklu staveb, stavebních podniků a území“ (MSM 6840770006) financovaného Ministerstvem školství, mládeže a tělovýchovy na Českém vysokém učení technickém v Praze, na Fakultě stavební. Text článku byl posouzen odborným lektorem. Ing. Daniel Macek, Ph.D. e-mail: [email protected] tel.: 224 354 529 Ing. Dana Měšťanová, CSc. e-mail: [email protected] tel.: 224 354 522 oba: Fakulta stavební ČVUT v Praze Thákurova 7, 166 29 Praha 6 fax: 224 354 530


5/2009

SPEKTRUM SPECTRUM

FRITZ LEONHARDT (1909 – 1999) Dokončení článku z předchozího čísla časopisu

Obr. 15 Most Werratal u Hedemünden A7 (1990) Obr. 16 Železniční most přes Mohan Nantenbach (1994) Obr. 17 Most na Rooseveltově jezeře v Arizoně (1992)

15

MOSTY OCELOBETONOVÉ SPŘAŽENÉ Úvodem je nutno předeslat, že původní předpisy pro tyto mosty v Německu striktně omezovaly tahová napětí v betonu nad podpěrami, což přinášelo konstrukční potíže a následně zvýšené finanční náklady. V souvislosti s projektem mostu Werratal u Hedemünden na A7 byly provedeny statické a dynamické zkoušky, které prokázaly možnost řešení bez předepnutí spřahující desky, neboť trhliny i po dynamické zkoušce 2,1 mil. cyklů zůstaly do 0,2 mm. Současně byl vyzkoušen i nový způsob spřažení, podélnou perforovanou lištou, která se projevila výrazně příznivějším působením než klasické trny. Nebyla však v SRN zavedena. Jako zajímavost je možno uvést vozovku na ocelovém mostě v Kolíně nad Rýnem – Deutz z roku 1949, kterou tvořila dobře vyztužená betonová deska tloušťky 120 mm v takové kvalitě, že ji bylo možno ponechat i při přestavbě mostu v roce 1978. Most Werratal u Hedemünden na A7 (1990) – dálniční most z třicátých let o délce 416 m, s poli 80 + 2 x 96 + 80 + 64 m, bylo nutno rozšířit z původních 22 na 35,5 m při zachování stávajících provozních podmínek (obr. 15). Vedle stávajících pilířů byly postaveny provizorní podpěry, na nich byla zřízena polovina nové ocelobetonové spřažené nosné konstrukce

16

17


5/2009

89

SPEKTRUM SPECTRUM

18

19 20

90


5/2009

SPEKTRUM SPECTRUM

a na ni byl převeden provoz. Následně byly demontovány obě staré nosné konstrukce a byla opravena a v hlavách pilířů rozšířena stávající spodní stavba. Tento stavební postup došel řady opakování, zejména v nových spolkových zemích. Železniční most přes Mohan Nantenbach (1994) na rychlostní železniční trati mezi Hannoverem a Würzburgem je dvoukolejný o délce 350 m, s hlavním polem 208 m – největší rozpětí nosníku u německých drah (obr. 16). Má příhradovou ocelobetonovou nosnou konstrukci s horní mostovkou a dvojím spřažením, kromě mostovky i dolní betonové desky v oblasti záporných momentů nad pilíři. Výška nosníku uprostřed je 7,66 m a nad pilíři 15,66 m. Most byl vybrán ze šestnácti předložených projektů a v roce 1994 obdržel cenu za inovaci v ocelových konstrukcích i cenu za inženýrské stavby v SRN. Most Agosturita přes řeku Caroni ve Venezuele (1992) – dálniční most obdobné koncepce jako most Nantenbach má rozpětí hlavního pole 214 m a je největším v této kategorii. Spřažení ocelových a betonových částí konstrukce zajišťují perforované lišty. Most na Rooseveltově jezeře v Arizoně (1992) – jedná se o ocelový obloukový most se střední mostovkou s rozpětím 329 m (obr. 17). Mostovku tvoří ocelobetonová spřažená konstrukce s ocelovými nosníky a betonovou deskou. ZAVĚŠENÉ MOSTY Přínos Leonhardta a jeho spolupracovníků pro rozvoj mostů tohoto druhu je i ze světového pohledu nejvýznamnější. To se týká jak celkové koncepce, tak technologie, detailů závěsů, tvaru mostovky, potřebného teoretického a experimentálního výzkumu i projekčního zpracování. Za dobu jeho působení ve firmě bylo zpracováno cca sto třicet návrhů zavěšených mostů, z nichž více než třicet bylo realizováno. Z hlediska obecného vývoje této mostní konstrukce je nutno uvést tzv. „düsseldorfskou rodinu zavěšených mostů“ s ocelovou mostovkou. První byl most Obr. 18 Most Pasco-Kennewick přes řeku Columbia u Seattlu (1978) Obr. 19 Most East Huntington přes řeku Ohio (1985) Obr. 20 Most Helgeland v Norsku (1991) Obr. 21 Televizní věž Stuttgart I, h = 217 m (1956)

Theodora Heusse (1957) v klasickém třípolovém uspořádání se dvěma dvojicemi pylonů výšky 40 m a hlavním rozpětím 260 m. Následovaly mosty s jednou dvojicí nebo jedním výrazně vyšším pylonem, Knie (1969), Oberkasseler (1976) a Flehe (1979) s pylonem výšky 145 m ze železobetonu a polem 319 m, odpovídajícím rozpětí 600 m při dvojici pylonů. Po té přišly další realizované mosty, jejichž rozpětí se pohybovala v těchto mezích. Řada větších, jejichž vyvrcholením byl návrh mostu přes Messinskou úžinu s rozpětím 1 300 m, zůstala jen v návrhu. Jako optimální kombinace pro návrh i realizaci zavěšených mostů větších rozpětí se ukázala mostovka ocelobetonová spřažená, která byla v některých případech použita. Největším z nich byl druhý most přes řeku Hoogly v Kalkutě (1993) v klasickém uspořádání se dvěma dvojicemi pylonů a hlavním polem 475 m. Následoval most Burlington přes Mississipi (1994) s jednou dvojicí pylonů a jedním nesymetrickým hlavním polem délky 164 m. Posledním z tohoto reprezentativního výčtu je dvoupatrový most Kap Shui Mun v Hongkongu (1997), pro silniční dopravu v horní a pro železniční provoz v dolní úrovni nosné konstrukce. Je dlouhý 590 m, rozpětí polí je 80 + 430 + 80 m, kde 387 m hlavního pole je ocelobetonová spřažená mostovka. Realizace se též dočkaly zavěšené mosty s betonovou mostovkou a rozpětími 200 až 400 m. Most Pasco-Kennewick přes řeku Columbia u Seattlu (1978) o délce 763 m a šířce 24,4 m byl prvním v USA (obr. 18). Jeho hlavní část tvoří zavěšený most s poli 124 + 300 + 124 m a se dvěma dvojicemi pylonů, na nějž navazují příjezdová pole z obou stran délky 38 m, resp. 3 x 45 + 38 m. Mostovka byla v zavěšené části montována letmo, z betonových segmentů hmotnosti 270 t, otevřeného průřezu výšky 2,13 m a délky 8,2 m, což odpovídalo rozmístění závěsů. Byly vyráběny kontaktním způsobem a těsné spáry byly při montáži vyplněny epoxidovým tmelem. Příjezdová pole, včetně krátkých spojovacích částí se zavěšeným mostem, měla pětikomorový příčný řez stejných vnějších rozměrů a byla betonována na podpěrné skruži. Most East Huntington přes řeku Ohio (1985) má délku 459 m, šířku 12 m, jeden pylon tvaru „A“ a zavěšená pole o rozpětí 274 + 185 m. Mostovka ze seg-


5/2009

mentů hmotnosti 250 t, z vysokopevnostního betonu B56 a s ocelovými příčníky pro vylehčení byla vyráběna a montována letmo (obr. 19). Most Helgeland v Norsku na polárním kruhu (1991) – zavěšený most šířky 12 m, s hlavním polem 425 m a dvěma pylony výšky 138 m, resp. 127,5 m. Jeho mostovku tvoří aerodynamicky ztvárněný nosník z předpjatého betonu výšky 1,2 m, betonovaný letmo, symetricky od obou pylonů (obr. 20). VĚŽOVÉ STAVBY Druhou nejvýznamnější oblastí, po mostním stavitelství, jejíž se Leonhardt stal vpravdě zakladatelem, jsou betonové telekomunikační věže. Jsou to typické spojené televizní a telekomunikační věže

21

91

SPEKTRUM SPECTRUM

s přístupem veřejnosti na vyhlídkové terasy a restaurace i standardní pouze telekomunikační stožáry. Prvních bylo mezi léty 1954 až 1974 postaveno ve většině velkých měst SRN celkem dvanáct, druhých, s označením FMT a číslo, jedenáct. Přednosti betonových věží oproti ocelovým spočívají v příznivějším vzhledu a v možnosti vytvoření dostatečného objemu servisních i společenských prostor ve velké výšce, nabízející jednodušší servis pro technická zařízení vysílače a návštěvníkům dokonalý rozhled. Betonová konstrukce, oproti ocelové, vyhovuje příznivěji svislým, převážně tlakovým namáháním, a vzhledem ke svému tvaru – kruhovému průřezu, i dynamickým zatížením od větru. Tato namáhání jsou dále snižována i vyšším součinite-

Literatura: [1] Leonhardt F.: Spannbeton für die Praxis, Verlag Wilhelm Ernst & Sohn Berlin 1955, 3. Auflage 1973 [2] Leonhardt F.: Brücken, Ästhetik und Gestaltung, Deutsche Verlags-Anstalt GmbH, Stuttgart 1982 [3] Leonhardt F.: Baumeister in einer umwälzenden Zeit, Errinerungen. Deutsche Verlags-Anstalt GmbH, Stuttgart 1984 [4] Leonhardt F.: Vorlesungen über Massivbau. Teile 1. Bis 6. Springer Verlag. Berlin [5] Bonatz P., Leonhardt F.: Brücken. (Die blauen Bücher) J. F. Steinkopf, Stuttgart 1965 [6] Schaechterle K., Leonhardt F.: Hängebrücken. Die Bautechnik 18 (1940) H.33 a 19(1941) H. 7,12,13 [7] Leonhardt F.: Die Autobahnbrücke über den Rhein bei Köln-Rodenkirchen. Die Bautechnik 27 (1950), 28 (1951), Der Stahlbau 20 (1951), Der Bauingenieur 26 (1951) [8] Leonhardt F.: Die neue Strassenbrücke über den Rhein von Köln nach Deutz. Die Bautechnik 26 (1949) [9] Falkner H.: Die neue Spannbetonbrücke Köln-Deutz. Betonbrücke in B 55 und LB 45 mit grosser Schlankheit, FIP Kongress 1982 Stockholm, NZ BRD [10] Steinman G.: Das Verfahren BaurLeonhardt und die Ausführung von Brücken in vorgespanntem Beton, Schweizerische Bauzeitung 72 Nr. 44 Oktober 1954 [11] Leonhardt F.: Über Spannbetonbrücken, vorzugsweise mit konzertrierten Spangliedern, Zement und Beton Nr. 5 Mai 1956 [12] Leonhardt F., Baur W.: Neue Verfahren zur Herstellung weitgespannten, mehrfeldrigen Balkenbrücken aus Spannbeton, Beton- und Stahlbetonbau 1962, S. 111–117 [13] Leonhardt F., Baur W.: El puente sobre el rio Caroni entre Puerto Ordaz y San Felix en Venezuela, Trends 31.8.1964, S. 27–29 [14] Taktschiebeverfahren Baur-Leonhardt, Leonhardt, Andrä u. Baur. Beratende Ingenieure VBI. Firemní publikace 1969

[15] Baur W.: Bridge erection by launching – a fast, safe and efficient method, Civil Engineering – ASCE March 1979 [16] Leonhardt F.: Mainbrücke Gemünden – Eisenbahnbrücke aus Spannbeton mit 135 m Spannweite, (Deutsche Bundesbahn- Neubaustrecke Hannover-Würzburg.) Beton- und Stahlbetonbau 1986, H.1 [17] Maintalbrücke Veitshöchheim – Neubaustrecke HannoverWürzburg, Publikace DB – Deutsche Bundesbahn 1987 [18] Enztalbrücke – Neubaustrecke Mannheim–Stuttgart. Publikace DB – Deutsche Bundesbahn 1989 [19] Leonhardt F., Zellner W.,Svensson H.: Die Spannbeton-Schrägkabelbrücke über den Columbia zwischen Pasco und Kennewick im Staat Washington, USA, Beton- und Stahlbetonbau 1980, H. 2.3,4 [20] Leonhardt F.: Der Stuttgarter Fernsehturm. Beton- und Stahlbetonbau 51-1956, H. 4, S. 73-85, H. 5, S. 104–111 [21] Zellner W., Vögele H.-G.: Die Tragkonstruktion der Turmkanzel des Fernmeldeturms Frankfurt, Stahlbau 1981, H. 2 [22] Leonhardt F., Schlaich J.: Vorgespannte Seilnetzkonstruktionen – Das Olympiadach in München, Stahlbau 1972, H. 9,10,12; 1973, H.2,3,4,6 [23] Stahlbau 68. Jahrgang Juli 1999, Heft 7. Číslo věnované Fritzi Leonhardtovi k 90. narozeninám, s úvodem H. Svenssona a obsáhlým soupisem literatury u jednotlivých, dále uvedených článků, Svensson H.: Fritz Leonhardt Schrägkabelbrücken. S. 474-485; Saul R.: Fritz Leonhart als Stahlbrücken-Ingenieur, S. 486–493; Andrä H.-P.: Beispiele aus den Arbeiten von Fritz Leonhardt im Hoch-und Industriebau, S. 494–506; Göhler B.: Der Anteil von Fritz Leonhardt an der raschen Entwicklung des Betonbrückenbaus., S. 507–510 [24] Leonhardt, Andrä und Partner, firemní publikace 1992 a z dalších let, uvádějící vybrané projekty

Obr. 22 Televizní věž ve Frankfurtu nad Mohanem, h = 331m (1974) 22

92

Obr. 23 Stanová střecha pro Olympiádu v Mnichově. (1972) BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

5/2009

Společnost SMP CZ - tradice a kvalita

23

lem útlumu betonu oproti oceli. Sem lze zařadit návrh speciálního anténního stožáru o výšce 332 m, stabilizovaného třemi soustavami šikmých závěsů upevněných v základových blocích kotvených zemními kotvami. Stožár je betonový válec o průměru 3,5 m s výtahovou šachtou a schodištěm, na vrcholu jsou terasy s vysílači a minimální obslužné prostory. Dalšími stavbami podobného charakteru jsou věžové vodojemy, které však byly již obecně známy a používány. Televizní věž Stuttgart I (1956) o výšce 217 m byla první betonovou TV věží s objemným pětipodlažním prostorem s poštou, restaurací, vyhlídkovou terasou, další terasou a se služebními místnostmi v nejvyšší části věže, nad níž vyčnívá pouze vlastní anténní stožár (obr. 21). Televizní věž ve Frankfurtu nad Mohanem (1974) o výšce 331 m byla poslední a nejvyšší z uvedeného období (obr. 22). ZÁVĚR Na závěr mi dovolte dvě poznámky, vážící se k tématu i k dnešní současnosti, která nepřeje technickým oborům a inženýrská řešení nahrazuje obchodními případy. Problémy prohlubuje i světově obecný nedostatek konstrukčních inženýrů, které nelze jednoduše nahradit „autocadem“. V tom lze spatřovat největší význam Fritze Leonhardta, podobně jako Stanislava Bechyně u nás – své myšlenky i výzkumy dovedli uplatnit jako pedagogové i v inženýrské praxi. Druhá poznámka se týká vztahu inženýra a architekta v případě inženýrských staveb. Přestože oba měli dostatek vlastního tvůrčího potenciálu, našli si spolupracovníka-architekta, se kterým dopracovávali své návrhy. S Bechyněm to byl architekt B. Kozák, při spolupráci na posledních návrzích Nuselského mostu. S Leonhardtem spolupracoval architekt Frei Otto, nejdříve v případě zavěšených střech tvořených přímkovými plochami hyperbolických paraboloidů a posléze i u stanových střech německého pavilonu na Světové výstavě v Montrealu (1967) a olympijských stadionů v Mnichově (1972) (obr. 23). V dnešní době, a nejen u nás, se uvádí jméno architekta, jako autora návrhu mostu a opomíjí se jméno inženýra, který přitom nese plnou odpovědnost za spolehlivost mostu i jeho životnost.

www.smp.cz

Ing. Karel Dahinter, CSc. e-mail: [email protected]


5/2009

93

SPEKTRUM SPECTRUM

GLOBÁLNÍ

BANKA ROSTLINNÝCH SEMEN NA SVALBARD GLOBAL SEED VAULT

ŠPICBERKÁCH

1

JANA MARGOLDOVÁ Globální banka rostlinných semen byla na norském souostroví Špicberky otevřena 26. února 2008 a očekává se, že během několika příštích let v ní budou uložena semena více než tří set tisíc různých druhů rostlin a stromů z celého světa (kapacita prostor je až 4,5 milionů semen). Hluboký permafrost (věčně zmrzlá půda) ve zdejších horách, velká vzdálenost od nejbližší genetické banky, výborná infra-

struktura a zodpovědnost, se kterou se Norsko postavilo do čela úsilí o vybudování bezpečného úložiště světových rostlinných genetických zásob, to vše byly důvody, proč bylo v říjnu 2004 několika světovými zemědělskými organizacemi (FAO, CGIAR ad.) rozhodnuto vybudovat zajišťovací banku semen ve skalním masivu na odlehlých ostrovech daleko na severu. Po vypracování projektu se začalo s výstavbou na počátku dubna 2007 úpravou přístupových cest do stráně nad hlavním městem Špicberk Longyearbyen (asi 1 600 obyvatel). Permafrost

2

Zadavatel Uživatel Správce Architekt Konsultant geotechniky Dodavatel Celková plocha Stavební náklady Celkové nákl. (včetně DPH) Cena za m2 Realizace projektu

94

3 The Royal Norwegian Ministry of Agriculture and Food The Royal Norwegian Ministry of Foreign Affairs The Royal Norwegian Ministry of the Environment The Royal Norwegian Ministry of Agriculture and Food Statsbygg Nord Peter W. Sodermann MNAL, Barlindhaug Consult AS Sverre Barlindhaug, Multiconsult AS, Tromso Leonhard Nilsen og Sonner AS, Risoyhamn 1 720 m2 43,2 milionů NOK 48,35 milionů NOK 28 110 NOK podzim 2005 až zima 2008 BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4

5/2009

SPEKTRUM SPECTRUM

5 7a

6 7b

(během léta zde taje pouze vrstva země silná 1 až 1,5 m, pod ní už vnější teplotní výkyvy nemají vliv) dovolil vyhloubit stavební jámu pro vstupní část do podzemních prostor s téměř nezajištěnou 24 m vysokou stěnou. Vlastní ražba tunelu začala prvním odstřelem v polovině května. Portál ražených podzemních prostor je na severním svahu, takže slunce by nemělo být žádným problémem. Na Špicberkách je to jinak – půlnoční slunce svítilo přímo na portál a rozehřívalo zmrzlou zem. Neustále odpadávající kamení znemožňovalo práci noční směny. Teprve až se ražba posunula hlouběji do hory, přestalo slunce vadit a mohlo se pracovat 24 h denně. Poslední odstřel se konal 9. července. Během léta 2007 byl postaven monolitický betonový vstupní objekt s kancelářemi, byl vyražen zhruba 100m přístupový tunel s vnitřním technologickým centrem, který končí příčnou 50 m dlouhou chodbou, z níž odbočují tři rovnoběžné skladovací haly – kaverny, 9

8

každá 27 m dlouhá a 9,5 m široká. V těchto místech se drží stálá teplota cca – 18 °C, na kterou již nemají vnější změny vliv. Ražba podzemních prostor byla zajišťována zemními kotvami 6 m dlouhými o průměru 25 mm a stříkaným betonem. Autoři fotografií: 2, 5, 6, 7 a 9 Mari Tefre, Global trust Diversity, 3 Ole G. Hertzenberg, 4 Odd Arvid Stromstad, 8 The International Institute of Tropical Agriculture i Nigeria Kresba na obr. 1 Global Crop Diversity Trust

Literatura: [1] Svalbard Global Seed Vault, Longyearbyen, Svalbard, Nybygg/New construction, Statsbygg 2008, www.statsbygg.no [2] www.regjeringen.no/en/dep/lmd/campain/svalbard-global-seed-vault Obr. 1 Obr. 2 Obr. 3 Obr. 4 Obr. 5 Obr. 6 Obr. 7

Obr. 8 Obr. 9 BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

Prostorové schéma podzemního objektu První odstřel, květen 2007 Výstavba vstupního železobetonového objektu, srpen 2007 Příčná chodba před skladovacími halami, 120 m od vstupu Na mezinárodním letišti v Longyearbyen přistávají zásilky z celého světa Dokončený objekt s výtvarným dílem norského umělce Dyveke Sannes na horní a čelní ploše vstupu, únor 2008 Vnitřní prostory při slavnostním otevření Svalbard Global Seed Vault v únoru 2008, a) Sámská zpěvačka Mari Boine, b) hosté slavnostního otevření ředitel FAO Jacques Diouff a představitel EU José Manuel Barroso Příprava zásilky pracovnicemi genetické banky v Nigerii Krabice se semeny skladované uvnitř banky

5/2009

95

AKTUALITY TOPICAL

SUBJECTS

SEMINÁŘE, SEMINÁŘE,


KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR

SANACE A R EKONSTR U KCE STAVEB 2009 31. konference • Obnova historických staveb • Progresivní trendy v sanacích staveb • Sanace betonových konstrukcí • Fyzikálně-chemické vlastnosti • Statika a diagnostika staveb Termín a místo konání: 3. a 4. listopadu 2009, Praha, Masarykova kolej Kontakt: e-mail: [email protected], www.wta.cz VODN Í PAP RSEK 2009 – V Ý ZKU M, V Ý VOJ, AP LI K ACE Konference Termín a místo konání: 4. a 5. listopadu 2009, Ostrava Kontakt: e-mail: [email protected], www.ugn.cas.cz B ETONÁŘSKÉ DNY 2009 16. mezinárodní konference • Betonové konstrukce pro období ekonomického útlumu • Výzkum, technologie výstavby a materiálů • Koncepce, modelování a navrhování konstrukcí z betonu • Prefabrikace a betonové dílce • Významné realizace (budovy, mosty, tunely a další zajímavé stavby z betonu v ČR i zahraničí) • Aktuální filmy pro Betonářské kino 2009 Termín a místo konání: 25. a 26. listopadu 2009, Hradec Králové Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected]

SANACE 2010 20. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 20. až 21. května 2010, Brno Kontakt: e-mail: [email protected], www.sanace-ssbk.cz

DESIGN OF CONCR ETE STR UCTU R ES USI NG EN 1992-1-1 First International Workshop Termín a místo konání: 16. a 17. září 2010, Praha Kontakt: e-mail: [email protected], http://concrete.fsv.cvut.cz/dcs2010 CONCR ETE ENGI N EER I NG FOR EXCELLENCE AN D EF F ICI ENCY fib sympozium Termín a místo konání: 6. až 8. června 2011, Praha Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected]

96


54. B ETONTAGE Německé betonářské dny Termín a místo konání: 9. až 11. února 2010, Neu-Ulm, Německo Kontakt: e-mail: [email protected], www.betontage.com CONGR ESS ON POLYM ERS I N CONCR ETE 13. mezinárodní kongres • Concrete-Polymer Composites (CPC) • Interface Zone Polymer/Concrete • Coatings and Crack injection • Concrete Rehabilitation Termín a místo konání: 10. až 12. února 2010, Madeira, Portugalsko Kontakt: www.icpic-community.org/icpic2010 B ETÓN NA SLOVENSKU 2006 – 2010 fib konference • PPP projekty a realizácie cestnej siete na Slovensku • Betónové konštrukcie • Betónové mosty • Spriahnuté betónové a oceľobetónové konštrukcie • Nové materiály a technológie • Navrhovanie a modelovanie betónových konštrukcií • Diagnostika, monitoring, opravy a rekonštrukcie • Financovanie, normy, legislatíva • Firemné prezentácie Termín a místo konání: 17. a 18. února 2010, Žilina, Slovensko Kontakt: e-mail: [email protected] B ETONTAG 2010 Rakouské betonářské dny Termín a místo konání: 22. a 23. dubna 2010, Vídeň, Rakousko Kontakt: www.ovbb.at

MOST Y 2010 15. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 22. až 23. dubna 2010 Kontakt: e-mail: e-mail: [email protected], www.sekurkon.cz

PODZEM N Í STAVBY P R AHA 2010 11. mezinárodní konference Termín a místo konání: 14. až 16. června, Praha Kontakt: e-mail: www.ita-aites.cz

ZAHRANIČNÍ

CODES I N STR UCTU R AL ENGI N EER I NG – DEVELOP M ENTS AN D N EEDS FOR I NTER NATIONAL P R ACTISE IABSE – fib konference Termín a místo konání: 3. až 5. května 2010 Kontakt: www.iabse.org/conferences/Dubrovnik2010/index.php TH I N K GLOBALLY B U I LD LOCALLY 3. mezinárodní fib kongres a sympozium Termín a místo konání: 29. května až 2. června 2010,Washington, USA Kontakt: www.fib2010washington.com CONSEC’10 – CON F ER ENCE ON CONCR ETE U N DER SEVER E CON DITIONS 6. mezinárodní konference Termín a místo konání: 7. až 9. června 2010, Mérida, Yucatán, México Kontakt: www.consec10.com H IGH P ER FOR MANCE CONCR ETE 9. fib symposium Termín a místo konání: 8. až 12. srpna 2011, Christchurch, Nový Zéland Kontakt: www.hpc-2011.com/nz


5/2009

Vaše spojení s vývojem nových technologií TECHNOLOGIE • manipulace s těžkými břemeny • výsuv mostních konstrukcí • letmá betonáž • mostní segmenty • bezesparé předpínané podlahy • šplhavé a posuvné bednění DODATEČNÉ PŘEDPÍNÁNÍ • konstrukcí budov • mostních konstrukcí • sil, nádrží, zásobníků • mostní závěsy GEOTECHNIKA • opěrné stěny • trvalé zemní kotvy • mikropiloty a zemní hřebíky PRODUKTY • závitové tyčové systémy • mostní ložiska

VSL SYSTÉMY (CZ), s.r.o. V Násypu 339/5, 152 00 Praha 5 tel: +420 251 091 680 fax: +420 251 091 699 e-mail: [email protected], http://www.vsl.cz

16. BETONÁŘSKÉ DNY POZVÁNKA NA AKCI

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

16. Betonářské dny (BD 2009) přinesou opět bohatý program odborných přednášek, sekci posterů i oblíbené Betonářské kino. Před závěrem roku 2009 nabídnou i bohatý společenský program, tradiční dva společenské večery, tematickou výstavu, dostatek prostoru pro odborné diskuze a příjemné zázemí pro obchodní jednání i přátelská setkání. Vysokou prestiž BD 2009 podporují také záštity několika ústředních orgánů a počet zahraničních účastníků. Česká betonářská společnost ČSSI jako pořadatel a ČBS Servis, s. r. o., jako organizátor konference se budou snažit, aby se očekávaných 700 účastníků 16. Betonářských dnů v Hradci Králové opět cítilo dobře. Betonářské dny jsou tradičně výroční, průřezovou a bilanční konferenční akcí, která si klade v odborné rovině za cíl seznámit účastníky s nejvýznačnějšími betonovými konstrukcemi uplynulého roku v České republice i v zahraničí a s nejdůležitějšími novinkami v oblasti navrhování i provádění betonových konstrukcí. V programu bude opět několik přednášek význačných zahraničních odborníků, které budou věnovány zahraničním stavbám z betonu a aktuálním trendům současného betonového stavebnictví. Velký prostor bude věnován již tradičně odborným diskuzím. Většina přednášek bude opět tlumočena z/do angličtiny.

TEMATICKÉ OKRUHY

A B C D E F

Konference s mezinárodní účastí

16. BETONÁŘSKÉ DNY 2009 spojené s výstavou BETON 2009

25. a 26. listopadu 2009 Hradec Králové, Kongresové centrum ALDIS

Betonové konstrukce pro období ekonomického útlumu Výzkum, technologie výstavby a materiálů Koncepce, modelování a navrhování konstrukcí z betonu Prefabrikace a betonové dílce Významné realizace (budovy, mosty, tunely a další zajímavé stavby z betonu v ČR i zahraničí) Betonářské kino 2009

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

VÝSTAVA BETON 2009 Výstava výrobků, technologií a firem zabývajících se betonem a betonovými konstrukcemi proběhne souběžně s konáním konference v prostorných foyerech jednacích sálů Kongresového centra Aldis. Zájemci o účast na výstavě mohou kontaktovat organizátora ihned, nebo prostřednictvím přihlášky na samostatné pozvánce pro vystavovatele na výstavu BETON 2009. Informace o výstavě a on-line přihláška s možností přímého výběru polohy stánku/stolu na výstavě budou současně uvedeny na www.cbsbeton.eu.

KONTAKTNÍ SPOJENÍ A DALŠÍ INFORMACE ČBS Servis, s. r. o. Sekretariát BD 2009 Samcova 1, 110 00 Praha 1 ☎ +420 222 316 173, +420 222 316 195 +420 222 311 261 [email protected] URL www.cbsbeton.eu

ÃÀ¸ÇÆÉ¹¼ËÆÅ ÊÄÐÊÃÇÉÆéæíåæí[ßì¥¥¥

ÃàØêÍàåëoæí£ãÜßâêëØíÜÙåoäØëÜéà[ã£â¥ê¥ ¨ª¬©©ËÞãémäë¡éÚá£¯ ©§¥¨ª§¨§©©©© ÛÖí¯ ©§¥¨ª§¨§©©®® Ú¢âÖÞá¯ÞãÛäµáÞÖåäç£Øï

î

î

î ¥

ã

à

Ø

ç

æ

é ¥

Ú

ñ

ÊË¼ÁÅVÍVÂÆÅ£ ÇÆÃÆÍÀ&Å2¿ÄÆËÅÆÊË ËîêÞémáÚÝàØÝ×ÚéäãëâäÙÚçãmâèéÖëÞéÚá¢ èéëm âY ë èäêbÖèãäèéÞ ëÚáàd åÚçèåÚàéÞëî£ ¶áÚ ØäéäëáÖèéãeßÚÁÞÖåäç×ÚéäãÖßÖàdßèäêßÚÝä åÚÙãäèéÞ´ ÅäÙáÚ ãäçÚâ ßÚ éä ×Úéäã¡ ßÚÝä ä×ßÚâäëY Ýâäéãäèé ßÚ âÚãm ãÚ §¥¥¥ àÜ¤ â¨£ ËïÝáÚÙÚâ à ëîèäàdâê åäÙmáê áÚÝàdÝä àÚçÖâÞØàdÝäàÖâÚãÞëÖÁÞÖåäçëéäâéäÙçêÝê ×Úéäãê áïÚ éîéä ×Úéäãî äïãÖbÞé åmëáÖèéàÚâ ãÚßÚãĊáÚÝàdý¡ÖáÚéÖàdĊàÚçÖâÞØàdý£½áÖëãm åÚÙãäèém ÁÞÖåäç×Úéäãê ßÚ åÚÙÚëmâ ãmïàY ä×ßÚâäëYÝâäéãäèéåÞïÖØÝäëYãmëÚØÝåä¢ ïÞéÞëãmØÝëáÖèéãäèémãäçâYáãmÝä×Úéäãê£Èãmï¢ àäêä×ßÚâäëäêÝâäéãäèémÁÞÖåäç×Úéäãêßèäê èåäßÚãîÞëîãÞàÖßmØméÚåÚáãeÖïëêàäëeÞïäáÖbãm ëáÖèéãäèéÞ£ÁÚÝà×ÚéäãïàÚçÖâÞØàdÝäàÖâÚ¢ ãÞëÖ âY éÖàd ëîm åäYçãm äÙäáãäèé Ö ßÚÝä èäçåbãmÖÙÞÛïãmëáÖèéãäèéÞåÞèåmëÖßmàÚïáÚå¢ ÚãmâÞàçäàáÞâÖéêëÞãéÚçÞdçÚØÝèéÖëÚ×£

STAVEBNÍ


NOVÉ

VARIANTY TUNELŮ MĚSTSKÉHO OKRUHU NA JAROVĚ CITY RING ROAD, PARTBALABENKA – ŠTĚRBOHOLSKÁ RADIÁLA MICHAL HRDLIČKA, PETR HANUŠ, MARTIN DANIEL, PAVEL ŠOUREK, LUKÁŠ RÁKOSNÍK

podchází ulici Černokosteleckou a podél ulice Dřevčické je veden do tunelu pod Malešickým náměstím Malešice.

Mimoúrovňová křižovatka Českobrodská zde umožňuje napojení Městského okruhu na síť místních komunikací.

Připravovaná stavba Městského okruhu číslo 0094 Balabenka–Štěrboholská radiála je situována ve východní části Prahy a prochází územím Městských částí Prahy 3, 9, 10 a 15. Příspěvek je věnován dvěma novým variantám řešení využívajícím ražených tunelů v oblasti Jarova. Building project Balabenka – Štěrboholská radiála is situated at the eastern edge of Prague, passing through the territories of its Metropolitan Districts 3, 9, 10 and 15. The paper is focused on the new design variants.

TUNEL MALEŠICE DÉLKY 1060 M Tunel Malešice se nachází mezi železničním nádražím Malešice a podjezdem pod železniční tratí Malešice–Nákladové nádraží Žižkov u Českobrodské ulice. Podzemní vedení trasy v tomto úseku bylo navrženo z důvodu ochrany životního prostředí v oblasti Malešického náměstí (obr. 2). Za severním portálem tunelu Malešice trasa překračuje mostním objektem plánovanou komunikaci Jarovské spojky, která propojí Jarov s ulicí Želivského.

TUNEL JAROV – VARIANTY V1, V2 Po krátkém povrchovém úseku hlavní trasa opět vstupuje do tunelu (obr. 3). Ve variantě V1 je délka levé tunelové trouby 1 760 m, délka pravé tunelové trouby je 1 910 m. Hloubený tunel je veden pod křižovatkou na Jarově a pokračuje dál hloubeným tunelem pod Spojovací ulicí. Ta bude v rámci stavby zrekonstruována. V oblasti Na Balkáně je navržen most přes Spojovací ulici pro převedení lokálního biokoridoru. Pro napojení tunelu Jarov na povrchovou dopravu je ve variantě číslo 1 navržena mimoúrovňová křižovatka K Žižkovu. Dále trasa tunelů podchází Vysočanské náměstí. Zde se oba dopravní směry oddělují. Levý ražený tunel je veden západně od Spojovací ulice a jeho portál je umístěn před podjezdem pod železniční tratí Libeň-Masarykovo nádraží. Pravý hloubený tunel je veden v ose ulice Spojovací a z důvodu napřímení trasy podchází pod kolejištěm Českých drah a je ukončen až za železničním násypem u MÚK Balabenka (obr. 4). Varianta V2 se liší odlišným řešením tunelu Jarov v konci trasy. Ve druhé variantě tunel Jarov podchází Vysočanské náměstí ve společné trase pod stávající ulicí Spojovací. Délka tunelu je zkrácena, severní portál je umístěn před stávajícím podjezdem pod tratí Českých drah. V této variantě tak odpadá náročná hloubená část tunelu pod kolejištěm ČD a levá ražená část tunelu pod pozemními objekty na Vysočanském náměstím. Mimoúrovňová křižovatka K Žižkovu není ve variantě V2 navržena. Pro napojení MO na ulici Spojovací bude sloužit mimoúrovňová křižovatka Novovysočanská se dvěma křižovatkovými rampami.

1

2

ZÁKLADNÍ VARIANTY ŘEŠENÍ Z ROKU 2006 Stavba MO v úseku Balabenka–Štěrboholská radiála má celkovou délku hlavní trasy 5,7 km. Na jižní straně se trasa napojuje na Jižní spojku, na severu na připravovanou stavbu Městského okruhu číslo 0081 Pelc Tyrolka-Balabenka. Ve studii byla trasa zpracována ve dvou variantách řešení, které procházely pod ulicí Spojovací v hloubených tunelech. POPIS TRASY Stavba Městského okruhu (MO) číslo 0094 začíná v prostoru mimoúrovňové křižovatky (MÚK) se Štěrboholskou radiálou a Jižní spojkou v místě křížení s Rabakovskou ulicí (obr. 1). Trasa MO dále směřuje na sever a mostní estakádou překračuje kolejiště depa metra. Mimoúrovňová křižovatka V Olšinách řeší napojení hlavní trasy na síť místních komunikací. (co napojuje tato křižovatka????)Dále MO cx

DVĚ

NOVÉ RAŽENÉ TUNELOVÉ

VARIANTY

Cílem návrhu variant označených T1, T2 je prověření možnosti vedení MO z oblasti Malešic převážně v raženém tunelu do oblasti Vysočanského náměstí. Oproti variantám V1 a V2, které mají BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

5/2009

STAVEBNÍ


3

vždy dva samostatné tunely (Malešice, Jarov), dochází v navrhovaných variantách T1 a T2 k propojení obou tunelů a vytvoření jedné souvislé tunelové trasy od Malešic po Balabenku délky cca 2 820 m. Vedením v nové stopě v úseku Českobrodská-Balabenka dochází k odsunu dopravního uzlu Českobrodská do příznivější polohy a zároveń k jeho zjednodušení a částečnému přesunu dopravních vazeb do podzemí. Nová trasa MO se napřimuje a zkracuje. Trasa MO je v úseku Českobrodská–Spojovací vedena v raženém tunelu mimo prostor těchto ulic. Dvě zpracované varianty směrově i výškově navazují na trasu MO stavba 0094 v tunelu Malešice v km 2,8 a zpět se napojují před podjezdem ČD Libeň–Masarykovo nádraží do ulice Spojovací v km 5,6. Návrh je alternativní možností vedení MO oproti předpokladům ÚP a variantám doloženým v dosud zpracovaných studiích. Nový návrh ražných variant vedení MO ovlivnily zkušenosti z právě probíhající výstavby Městského okruhu v oblasti Letné a Dejvic.

Obr. 1 Praha, umístění stavby Fig. 1 Prague, Layout

Obr. 3 MÚK Černokostelecká, varianta V1 Fig. 3 Černokostelecká junction, V1

Obr. 2 Situace variant tunelů Fig. 2 Layout

Obr. 4 Tunel Jarov, severní portál, varianta V1 Fig. 4 Jarov Tunnel – north portal, V1

4


5/2009

cy

STAVEBNÍ


5 Obr. 5 MÚK Českobrodská, varianta T1 Fig. 5 Českobrodská junction, T1

6

cz

Obr. 6 MÚK Českobrodská, varianta T1 Fig. 6 Českobrodská junction, T1

VARIANTA T1 Vedení trasy navazuje na ražený tunel Malešice a pokračuje k ulici Českobrodské, kterou podchází v hloubeném tunelu pod stávajícím terénem. Zde je v km 3,25 navrženo nové řešení mimoúrovňové křižovatky, které umožňuje napojení MO na Jarovskou spojku a na ulici Českobrodskou (obr. 5). Prostorové řešení křižovatky MO s Českobrodskou ulicí má za cíl vytvořit nový prostorový a krajinný prvek. Dopravní koncepce je v souladu s dopravním řešením uspořádána do tří úrovní – podzemní vedení tunelů MO, na dně údolí je pak situována okružní křižovatka s přípojnými komunikacemi a vjezdy do tunelů, v horní úrovni na úbočích je prostor křižovatky uzavřen systémem pěších a cyklistických tras. Navržený systém pěších a cyklistických komunikací navazuje na všechny hlavní směry: na Staré Malešice, podél trati ve směru na malešické sídliště a k Nákladovému nádraží, ve směru na Jarov, Spojovací a Žižkov, ve směru na Zelené město,


5/2009

STAVEBNÍ

ulici Mezitraťovou a Hloubětín a ve směru na Hrdlořezy a Českobrodskou k východu. Pro bezkolizní vykřížení s komunikacemi a plánovanou tramvajovou tratí jsou navrženy lávky a podjezdy pro pěší a cyklisty (obr. 6). Trasa MO následně podchází raženým tunelem areál Středního odborného učiliště Jarov. Trasa v tunelu směrově přechází do pravostranného oblouku a podchází sídliště Zelené město (km 3,63 až 4,00) podél jeho hranice s komerčním centrem Jarov. V km 3,72 pod terénním úžlabím začíná niveleta trasy stoupat sklonem 5 % ke křižovatce ulic Spojovací a Pod šancemi. Zde je v km 4,3 navržena MÚK K Žižkovu, která umožňuje napojení MO na ulici Spojovací. Následně se trasa MO směrově sbíhá s ulicí Spojovací. Městský okruh je zde veden v hloubeném tunelu pod úrovní Spojovací a klesá směrem k Vysočanskému náměstí. Za náměstím v km 5,05 hloubený tunel končí a trasa MO se výškově napojuje na ulici Spojovací před podjezdem pod tratí ČD Libeň-Masarykovo nádraží. Zde je navržena doplňující větev MÚK K Žižkovu, která umožňuje výjezd z MO od Balabenky na ulici Spojovací na Vysočanské náměstí. Za podjezdem ČD jsou navrženy rampy MÚK Balabenka, které umožňují nájezd z ulice Sokolovské a Českomoravské na MO a navíc sjezd z MO od Malešic do ulice Českomoravské. VARIANTA T2 V této variantě není navržena MÚK K Žižkovu. To umožňuje snížení nivelety hlavní trasy a prodloužení délky ražené tunelové části. Za křižovatkou ulic Spojovací, Novovysočanská až po km 5,05 je pak trasa MO vedena v hloubeném tunelu. Za Vysočanským náměstím je navržena MÚK Novovysočanská, která umožňuje nájezd z Vysočanského náměstí na MO směr Balabenka a sjezd z Městského okruhu v opačném směru. POPIS TUNELOVÝCH KONSTRUKCÍ Ražené tunely jsou navrženy podle konvenční metody (NRTM) s dvouplášťovým ostěním. Primární ostění se předpoklá-

dá ze stříkaného betonu doplněné o horninové kotvy a případně další doplňková opatření na zabezpečení výrubu. S ohledem na poměrně komplikované geotechnické podmínky, složitou dispozici (různé profily dvoupruh/třípruh, změny profilů, rozplety) a lokálně velmi nízké nadloží se zástavbou se předpokládá nutnost využití množství sanačních prací v nadloží tunelu (sanační a tryskové injektáže, mikropilotové deštníky, kompenzační injektáže apod.) a vertikální členění čelby pro snížení dopadů ražby tunelů na okolí. Výstavba musí být provázena podrobným geotechnickým monitoringem vlastního tunelu s nadložím a to včetně sledování vlivů na zástavbu. Hloubené tunely budou realizovány z povrchu do stavební jámy zajištěné záporovým kotveným pažením, kotvenou skalní stěnou nebo vysvahováním. Postup výstavby bude spočívat v betonáži spodní základové desky, stěn a stropu, v místech se zvýšeným zásypem bude místo stěn s vodorovným stropem využita klenba. Tloušťky konstrukcí se pohybují od 800 mm u stěn a klenby po cca 1 200 mm u stropních desek. Klasické hloubené tunely jsou využity v místech s komplikovanou dispozicí (napojení ramp, portály), v místech, kde jsou společně budovány další podzemní (i nadzemní) objekty, a v místech, kde je možné dlouhodobě v průběhu výstavby udržet zábor. POROVNÁNÍ VARIANT posouzeníVe variantách V1 a V2 je pro trasu MO využita značná část povrchu stávající ulice Českobrodské mezi objekty SOU na Jarově a stávajícími objekty Auto Jarov až k úrovňové křižovatce Jarov. Uliční prostor je zde plně využit hlavní trasou MO a rampami MÚK. Ve variantách T1 a T2 podchází trasa MO ulici Českobrodskou pod Jarovem tunely. Díky raženým tunelům dochází v území k výrazně menšímu zásahu a to jak v průběhu výstavby, tak i v konečném stavu. Ve variantách V1 a V2 se předpokládá využití koridoru ulic Českobrodské a Spojovací v délce od Jarova až po Vysočanské


5/2009


náměstí pro výstavbu hloubených tunelů. Výstavba hloubeného tunelu v uličním prostoru vyžaduje etapizaci a s tím spojené částečné nebo úplné uzavírky těchto ulic. S tím souvisí i řešení problémů s dopravní obslužností přilehlých objektů. Ve variantách T1 a T2 je z větší části trasa MO řešena raženými tunely. Ražení tunelů má malý vliv na povrchové komunikace a většina problémů s dopravní obslužností přilehlých objektů tak odpadá. Ekonomickým porovnáním jednotlivých variant bylo prokázáno, že investiční náklady ražených i hloubených tunelů v městském prostředí se v současné době příliš neliší. Vyšší jednotkové ceny raženého tunelu jsou v případě hloubené varianty doprovázeny řadou vyvolaných investic do infrastruktury, zábory terénu a náklady na etapizací výstavby. Rozdíl celkových nákladů jednotlivých variant se tak pohybuje v rozmezí cca 10 %. Z této skutečnosti vyplývá, že při výběru nejvhodnější varianty řešení tato otázka není nejvýznamnější kriteriem hodnocení. ZÁVĚR Jednotlivé varianty budou podrobně vyhodnoceny v dokumentaci dle zákona č. 100/2001 Sb. o vlivu stavby na životní prostředí (EIA). Na základě posouzení této dokumentace bude vybrána nejvhodnější varianta vedení trasy. Ing. Michal Hrdlička Ing. Petr Hanuš Ing. Martin Daniel Mott MacDonald Praha, spol. s r. o. Národní 15, 110 00 Praha 1 tel. 221 412 810 e-mail: [email protected] Ing. Pavel Šourek Ing. Lukáš Rákosník Satra, spol. s r. o. Sokolská 32, 120 00 Praha 2 tel. 296 337 149 e-mail: [email protected] Vizualizace: CTECH, s. r. o. – www.ctech.eu Artoo, s. r. o. – [email protected]

da

2009 T UNELY A PODZEMNÍ KONSTRUKCE

Recommend Documents