2012 TUNELY A MĚSTSKÁ PODZEMNÍ INFRASTRUKTURA

6/2012

TUNELY A MĚSTSKÁ PODZEMNÍ INFRASTRUKTURA

SPOLEČNOSTI A SVAZY PODPORUJÍCÍ ČASOPIS

CO NAJDETE V TOMTO ČÍSLE

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

6/

BETONOVÉ KONSTRUKCE NA TUNELOVÉM KOMPLEXU BLANKA V PRAZE

RAŽBA TRAŤOVÝCH TUNELŮ PRAŽSKÉHO METRA TECHNOLOGIÍ TBM

22 /

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

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

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

/ 34

PODZEMNÍ GARÁŽE V HISTORICKÉM CENTRU MLADÉ BOLESLAVI

PŘEHLED TUNELŮ S PREFABRIKOVANÝM SEGMENTOVÝM OSTĚNÍM Z DRÁTKOBETONU

68 /

54 /

NOVÁ TRAŤ STOCKHOLMSKÉ PŘÍMĚSTSKÉ ŽELEZNICE STOCKHOLM CITY LINE

60 /

AMSTERODAMSKÉ METRO – NOČNÍ MŮRA, ALE I UNIKÁTNÍ TECHNOLOGIE

/ 28

REK ONSTRUKCE TECHNOLOGICKÝCH TUN ELŮ NÁRODNÍHO DIVADLA

PLNĚ HYDRAULICKÉ BEDNĚNÍ PRO TUNELOVOU VÝSTAVBU

/ 92

Pevnostní hranice UHPC prolomena! Dosáhli jsme krychelné pevnosti betonu 180 MPa! UHPC (Ultra High Performance Concrete) je beton velmi vysokých pevností a odolností. Minimální pevnostní hranice, používaná v západní Evropě pro tento typ betonu, je válcová pevnost v tlaku 150 MPa. Beton má navíc díky své vysoké hutnosti životnost přes 200 let. UHPC se ve světě nejvíce používá na extrémně staticky i dynamicky namáhané prvky, na tenkostěnné konstrukce za účelem omezení hmotnosti nebo na ochranné vrstvy běžných betonů umístěných v náročných klimatických podmínkách. V TBG METROSTAV dosahujeme válcové pevnosti přes 150 MPa a krychelné přes 180 MPa. Ve variantě s rozptýlenou výztuží překračujeme u pevnosti v tahu za ohybu hodnoty 25 MPa! Navíc dokážeme přepravovat čerstvý UHPC autodomíchávačem. Umíme tedy UHPC nejen vyrobit v příslušné kvalitě a požadovaných parametrech, ale také bezpečně přepravit na místo stavby.

Pro lepší stavění.

Pro více informací kontaktujte: Jakub Šimáček tel.: 222 325 815, mob.: 728 173 893 e-mail: [email protected]

TBG METROSTAV s. r. o. Rohanské nábřeží 68, 186 00 Praha 8 - Karlín www.tbgmetrostav.cz

OBSAH

❚

CONTENT

Ú V O D N ÍK ROČNÍK: dvanáctý ČÍSLO: 6/2012 (vyšlo dne 14. 12. 2012) VYCHÁZÍ DVOUMĚSÍČNĚ

QUO VADIS ČESKÉ TUNELÁŘSTVÍ...?

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

OB R A Z O VÁ RE PORTÁŽ

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

S TAV E B N Í K O N S TR U KC E

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, Doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D., Ing. arch. Patrik Kotas, Ing. Pavel Lebr, Ing. Milada Mazurová, Doc. Ing. Martin Moravčík, Ph.D., Ing. Hana Némethová, Ing. Milena Paříková, Petr Škoda, Ing. arch. Jiří Šrámek, Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA, Prof. Ing. RNDr. Petr Štěpánek, CSc., Ing. Michal Števula, Ph.D., Ing. Vladimír Veselý, Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc. GRAFICKÝ NÁVRH: 3P, spol. s r. o. Staropramenná 21, 150 00 Praha 5 SAZBA: 3P, spol. s r. o. Staropramenná 21, 150 00 Praha 5 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: mob.: 604 237 681, 602 839 429 (tel. linka 224 812 906 zrušena) 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; 270,- Kč pro studenty (včetně poštovného, cena 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: Podchod v parku Ladronka v Praze 6 (viz článek str. 44), foto: Filip Šlapal BETON TKS je přímým nástupcem časopisů Beton a zdivo a Sanace.

Martin Srb

TUNELOVÝ KOMPLEX BLANKA

Jakub Karlíček

/ 18

BETONOVÉ KONSTRUKCE NA TUNELOVÉM KOMPLEXU BLANKA V PRAZE

Pavel Šourek, Lukáš Grünwald, Vladimír Petržílka, Pavel Kasal, Jan Kvaš, Miroslav Padevět, Michael Remeš

VĚ D A A VÝ Z KU M

/6

PODZEMNÍ GARÁŽE V HISTORICKÉM CENTRU MLADÉ BOLESLAVI

Michal Hlaváček, Zdeněk Holek

/ 22

PŘEHLED TUNELŮ S PREFABRIKOVANÝM SEGMENTOVÝM OSTĚNÍM Z DRÁTKOBETONU Matouš Hilar / 28

Petr Vítek, Boris Šebesta, Matouš Hilar, Radomír Pukl

/ 34

LADRONKA – PARK A PODCHOD

/ 44

/ 46

NOVÁ TRAŤ STOCKHOLMSKÉ PŘÍMĚSTSKÉ ŽELEZNICE STOCKHOLM CITY LINE / 54 AMSTERODAMSKÉ METRO – NOČNÍ MŮRA, ALE I UNIKÁTNÍ TECHNOLOGIE Jitka Prokopičová / 60

/ 68

PROTISMYKOVÉ VLASTNOSTI CBK V TUNELECH, REALIZACE, PROVOZ A ÚDRŽBA / 80

PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ V TUNELOVÝCH STAVBÁCH

Jiří Svoboda, Vojtěch Sedmidubský

/ 85

M AT E R I Á LY A TE C H N OL OGI E OŠETROVANIE ČERSTVÉHO BETÓNU – 6. ODPAROVANIE VODY, KONVENCIA A SKUTOČNOSŤ

Peter Briatka, Peter Makýš

/ 97

VYUŽITÍ ULTRAZVUKOVÉ IMPULSOVÉ METODY PRO HODNOCENÍ MÍRY DEGRADACE BETONU VYSTAVENÉHO ÚČINKŮM VYSOKÝCH TEPLOT / 102

N OR MY • JAKOS T • C E RTI F I K A C E ZMĚNA Z3 K ČSN EN 1991-2 ZATÍŽENÍ KONSTRUKCÍ –ČÁST 2: ZATÍŽENÍ MOSTŮ DOPRAVOU

Marie Studničková

/ 106

AKTU AL I TY / 43

REŠERŠE ZE ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ / 101

REKONSTRUKCE TECHNOLOGICKÝCH TUNELŮ NÁRODNÍHO DIVADLA

Jiří Šrůtka

/ 94

VLIV PEVNOSTI BETONU A OBSAHU VLÁKEN NA VÝBUCHOVOU ODOLNOST ŽELEZOBETONOVÝCH PRVKŮ

BETONÁŘSKÉ DNY 2012

S A N A C E A R E KON S TR U KC E

Petr Doležal

Vladimír Červenka, Tomáš Ebermann, Lukáš Kadlec, Vladimír Křístek, Lukáš Vráblík

Jiří Brožovský, Lenka Bodnárová

ZAJÍMAVÁ TECHNICKÁ ŘEŠENÍ VÝSTAVBY TUNELŮ NA PŘÍKLADECH ZE ZAHRANIČNÍ PRAXE

Libor Mařík

PREDIKCE VZNIKU A VÝVOJE PORUCH BUDOV VYVOLANÝCH POKLESOVOU KOTLINOU V DŮSLEDKU PODZEMNÍ ČINNOSTI

Marek Foglar, Martin Kovář, Alena Kohoutková

RAŽBA TRAŤOVÝCH TUNELŮ PRAŽSKÉHO METRA TECHNOLOGIÍ TBM

/ 88

PLNĚ HYDRAULICKÉ BEDNĚNÍ PRO TUNELOVOU VÝSTAVBU

Radek Syka 2

/4

/ 92

EUGÈNE FREYSSINET A FIP – FÉDÉRATION INTERNATIONALE DE LA PRÉCONTRAINTE

Karel Dahinter

/ 108

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA

/ 112

FI R E MN Í PR E Z E N TAC E TBG Metrostav /1 SATRA /3 Construsoft /3 SMP CZ / 33 Ing. Software Dlubal / 43 Červenka Consulting / 45 Betosan / 79 XYPEX / 81 FINE / 101 BETONCONSULT / 107 Beton University / 3. strana obálky ITA AITES / 3. strana obálky TBG Metrostav / 4. strana obálky

BETON • technologie • konstrukce • sanace

❚

6/2012

F I R E M N Í P R E Z E N TA C E

❚

COMPANY PRESENTATION

A TRIMBLE COMPANY

MODERNÍ NÁSTROJ PROJEKTOVÁNÍ ŽELEZOBETONOVÝCH KONSTRUKCÍ VE 3D

TEKLA STRUCTURES W kompletní výrobní dokumentace W automaticky generované výkresy, včetně výztuží W propojení modelu se statickými programy W možnost plánování a řízení stavby Seznamte se s programem TEKLA STRUCTURES, kontaktujte nás a získejte zdarma testovací verzi.

w ww. c o ns t r u s o f t . c z

6/2012

❚

technologie • konstrukce • sanace • BETON

3

ÚVODNÍK

❚

EDITORIAL

QUO VADIS ČESKÉ TUNELÁŘSTVÍ...? Před přibližně dvaceti lety se začala psát historie „moderního“ českého tunelářství. Nemyslím tím tunelářství finanční a ekonomické. Myslím tím původní význam slova, tunelářství stavební. Nové technologie a materiály, stroje a zařízení, otevřené dveře do světa i zpět, přístup k informacím a zdrojům. A především – nové projekty. NOVÝ OBOR?

Za posledních dvacet let se „velkých“ tunelů, tj. tunelů železničních a silničních, realizovalo přibližně 35 km. Je to sice asi jen jedna desetina výkonů rakouských za srovnatelné období, ale přesto mnohem více, než se postavilo v České republice v celém zbytku minulého století. Znamená to, že prakticky vznikl nový stavební obor. Při relativní uzavřenosti trhu, především na začátku období, se všechny zúčastněné strany (investorské organizace, projektanti/konzultanti, stavební firmy a další subjekty) musely učit za chodu a často z vlastních chyb. Pochopit stav techniky, „state of the art“, tunelářsky vyspělých sousedních zemí se, navzdory geografické i historické blízkosti, prostupným hranicím a volným informačním zdrojům, dařilo jen postupně a pomalu. Zavést některé standardní prvky efektivní moderní tunelařiny, především systémové a organizační, se do české praxe dosud nepodařilo a není jasné, jestli se to v blízké budoucnosti může podařit. Co se tedy podařilo? A co nepodařilo? ÚSPĚCHY

Nepochybným úspěchem je realizace, dokončení a většinou i provozování zmíněných 35 km „velkých“ tunelů a mnoha dalších podzemních staveb (metro, kolektory). Vyrostla nová generace geotechnických a tunelářských odborníků, kteří zvládají moderní technologie a metody, jsou v kontaktu se světovým vývojem a se svými kolegy ve světě. České stavební a projekční/konzultační společnosti mají zkušenosti s realizacemi v zahraničí a s projektováním do zahraničí. Česká tunelářská asociace CzTA se aktivně podílí na činnosti Mezinárodní tunelářské asociace ITA, má svého zá-

1a

4

stupce v řídících orgánech a uspořádala velmi úspěšný Světový tunelářský kongres v roce 2007 v Praze. NEÚSPĚCHY

Nepochybným neúspěchem je množství havárií při ražbách těchto tunelů. Bylo by chybou předstírat, že je to normální. Havárie při ražbách se stávají všude na světě, ale v tunelářsky vyspělých zemích v podstatně menší míře. Opakované havárie na jednom projektu se v podstatě nestávají. Důsledkem havárií je prodloužení doby výstavby a zvýšení nákladů, oboje bývá většinou výrazné. Neúspěchem je skutečnost, že nerealizujeme tunely efektivně, volíme drahá a málo funkční řešení, výrazně překračujeme již tak vysoké bezpečnostní standardy Evropské unie. Také díky tomu mají naše nové tunely kromě vysokých investičních i velké provozní náklady. Neúspěchem je, že neumíme, nebo nechceme prosazovat rozumné, užitečné a koncepčně propracované tunelové projekty a většinou přijímáme bez výhrad a námitek vše, co požaduje investor a jeho zástupci, bez ohledu na potřebnost, technickou a ekonomickou přiměřenost a přínosnost projektu. Tím se výrazně ztěžují podmínky pro budoucnost oboru. DŮVODY (NEÚSPĚCHŮ)

Stavba tunelů je ze zřejmých důvodů (řádově nižší stupeň znalosti prostředí, ve kterém stavbu realizujeme) odlišná od ostatního stavebnictví. Proto potřebuje jiný systém přípravy a realizace. Jeho základem je vhodná legislativa (která u nás chybí) a zadávací dokumentace včetně systému organizace a řízení projektu, smluvních vztahů a rozdělení rizik. Zažité a nevhodné modely z minulosti se nepodařilo příliš změnit. Investorské organizace, které by měly být nositeli těchto změn, jsou podfinancované a kapacitně i kompetenčně nedostatečně vybavené. Často přistupují k projektům s představou, že jejich zasmluvnění partneři (projektanti, zhotovitelé a další subjekty) jsou odborníky, které nemusí řídit, kterým nemusí radit, rozumět ani je kontrolovat. Často to ani jinak dělat nemohou. Na práci, která vyžaduje tým odborníků je jeden, nebo jen polovina zaměstnance a nedostačující prostředky.

1b


❚

6/2012

ÚVODNÍK

Schází dlouhodobá, systematická a koncepční příprava velkých projektů. Projekty jsou často prosazovány účelově, podle okamžitých priorit současných politických reprezentací, jim podléhajících a rychle se měnících vedení státních investorských organizací a případně dalších externích vlivů. Kvalita a efektivnost vlastního technického řešení nebývá posuzována, srovnávána s alternativami a není hledáno optimální řešení. Schází osobní nasazení, kompetence a odvaha na všech stupních přípravy a realizace projektu. Odvaha nesouhlasit s nesmysly, a nejít za hranici, kterou si každý musí určit sám. Pokud jsme tu hranici měli v průměru příliš nízkou, nemůžeme se teď příliš divit současné situaci. Někteří prozíravější kolegové z oboru na tyto problémy dlouhodobě (a marně) upozorňovali... NÁSLEDKY

Náš obor nemá dobrou pověst, jeho důvěryhodnost je nízká, mediální obraz špatný a je vnímán jako rizikový. A tyto faktory jsou, především z dlouhodobého hlediska, kritické. Důsledkem vnímání tunelových projektů jako projektů rizikových je malá ochota, či spíše nechuť politických reprezentantů a státních investorských organizací tunelové projekty připravovat a prosazovat. A tunely zatím v České republice nikdo jiný platit nechce. V současné době nemáme v České republice zajištěnou perspektivu oboru. Jediný velký tunelový projekt připravený k realizaci (Ejpovické tunely na železniční trati Rokycany–Plzeň) je od února letošního roku soutěžen a v současné době jsou námitky neúspěšných účastníků proti rozhodnutí o výběru nejvhodnější nabídky řešeny Úřadem pro ochranu hospodářské soutěže. Zahájení stavby je tedy v nedohlednu. BUDOUCNOST

A jaké máme výhledy do dalších deseti či dvaceti let? V současné době velmi nejasné. Na obzoru a v přípravě nejsou ve srovnatelném rozsahu ani tunely samotné, ani stavby dopravní infrastruktury, na kterých by se mohly objevit. Neprobíhá příprava, která je v našich podmínkách podstatně časově náročnější, než samotná realizace. A neexistují týmy odborníků, které by se na úrovni ministerstva a státních investorských organizací systematickou, dlouhodobou a koncepční přípravou zabývaly. Zároveň probíhá ekonomická kri-

❚

EDITORIAL

ze a s ní související omezování rozpočtových výdajů, kromě jiného, i do stavebnictví a infrastruktury. A tunely, zdá se, tím budou postiženy nejvíce. Na druhé straně je ale tunelářství obor, který se celosvětově rychle rozvíjí a množství projektů roste. Pokud chceme udržet stávající kapacity, tak české tunelářské firmy a odborníci musí hledat uplatnění jinde než v České republice. Velké české stavební společnosti tam už zkušenosti mají, v zahraničí pracují, jsou technicky konkurenceschopné, a pokud se dokáží adaptovat na prostředí hostitelských zemí a jejich investorů, mohou tam část svých kapacit využít. Tunelářské kapacity stavebních společností se zahraničními vlastníky už v zahraničí pracují. Pro tunelářské odborníky na všech úrovních to znamená především velké požadavky na flexibilitu, jazykové znalosti a kompetence. Některé české projekční/konzultační firmy už většinu svých tunelářských a geotechnických kapacit mají nasazenou na projektech v zahraničí. A co u nás? V České republice dnes zbývá dokončit a zprovoznit rozestavěné velké projekty v Praze (Blanka, úsek pražského metra V. A). Pokud možno bez problémů a dalších časových posunů. Jediný připravený velký tunelový projekt – Ejpovické tunely, je příležitostí pro použití nových efektivních technologií a úspornou realizaci. Měl by demonstrovat současné možnosti oboru a připravit cestu pro další období tunelářské aktivity. Česká republika se díky svému osídlení a topografii bez tunelových staveb, zajišťujících moderní dopravní obslužnost a propojení s okolními zeměmi, jen těžko obejde. Trasy modernizovaných koridorů, vysokorychlostních železnic do Německa, dálnice do Rakouska a pražské metro budou potřebovat mnohem více tunelů, než se postavilo v minulých dvaceti letech. Doufejme, že je v budoucích dvaceti letech budeme realizovat ... Ing. Martin Srb 3G Consulting Engineers, s. r. o. Zelený pruh 95/97, 140 00 Praha 4 tel.: 241 443 411 e-mail: [email protected], www.3-g.cz

pf 2013

Obr. 1 a, b Obr. 2

„Světlo a tma“ na konci tunelu

Odpal v tunelu

6/2012

❚

2


5

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E

❚

STRUCTURES

BETONOVÉ KONSTRUKCE NA TUNELOVÉM KOMPLEXU BLANKA V PRAZE ❚ CONCRETE STRUCTURES ON THE BLANKA TUNNEL COMPLEX IN PRAGUE Pavel Šourek, Lukáš Grünwald, Vladimír Petržílka, Pavel Kasal, Jan Kvaš, Miroslav Padevět, Michael Remeš

1

Tunelový komplex Blanka na Městském okruhu v Praze je stavbou pod drobnohledem nejen odborné, ale především laické veřejnosti. Rozsah betonových konstrukcí však doposud nebyl v plné míře prezentován. V období, kdy je tato etapa této unikátní stavby dokončena, je proto nejvyšší čas se o technické řešení, způsob realizace a další technická specifika podělit na stránkách tohoto časopisu.

❚ Blanka

tunnel complex in Pragues City Circle Road is construction under the supervision of not only professional, but especially lay public. Range of concrete structures, however, has not yet been fully presented. Now, when main part is completed, it is time to presentation of technical solution, method of implementation and other technical specifics of the unique structure in this magazine.

Výstavba tunelového komplexu Blanka, jedné z největších staveb, která kdy byla v Praze zahájena, se v posledním období posunula do stadia dokončo6

vacích prací a montáže technologie. S krátkým časovým odstupem po realizaci se tak můžeme seznámit s konečným technickým řešením stavby, použitými metodami výstavby tunelů a zároveň provést určité zhodnocení z pohledu využitých technologií definitivních a trvalých betonových konstrukcí. Celý tunelový komplex Blanka byl na stránkách časopisu Beton TKS představen již v čísle 5/2009, proto si v úvodu připomeňme pouze pár základní údajů o této pražské dopravní stavbě. Rozsáhlá stavba je realizována v rámci výstavby severozápadní části Městského okruhu, její celková délka činí 6,382 km, délka samotné tunelové části dosahuje 5,5 km (obr. 1). Budovaný úsek Městského okruhu hlavního města Prahy prochází silně urbanizovaným prostředím střední části města na hranici historického jádra a rovněž

prostorem chráněné přírodní památky Královská obora. Aby zásah provozu na nové trase minimálně ovlivnil okolí, byla navržena nová komunikace převážně v tunelech. Vznikly tak tři navazující tunelové úseky. • Tunelový úsek Brusnice (1,4 km) vede od severního portálu Strahovského tunelu ve stopě ulice Patočkovy nejdříve hloubenými tunely. Za křižovatkou s ulicí Myslbekova vstupuje trasa do raženého úseku, který končí před křižovatkou Prašný most. • Tunelový úsek Dejvice (1 km) 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. • Tunelový úsek Královská obora (3,07 km) pokračuje od křižovatky U Vorlíků nejdříve krátkým hloubeným úsekem na Letné, na který na-


❚

6/2012


vazuje ražený úsek vedoucí směrem pod zástavbu, Stromovku (Královská obora), plavební kanál, Císařský ostrov, Vltavu a potom dalším hloubeným úsekem až k trojskému portálu. Délka celého tunelového komplexu činí 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 hloubených tunelových trub je 6,56 km. Po zprovoznění tak vznikne nejdelší tunel v České republice, který překoná největší délku ze všech stávajících více než dvakrát. Celý tunelový komplex je v současné době v pokročilé úrovni výstavby, jsou prováděny dokončovací práce a montáž technologie. Celkové investiční náklady stavby jsou aktuálně stanoveny na cca 36 mld. Kč. Z hlediska formálního členění je bu-

dovaná severozápadní část Městského okruhu rozdělena na pět staveb: • 0065 SAT 2A – Strahovský automobilový tunel stavba 2A • 0065 SAT 2B – Strahovský automobilový tunel stavba 2B • 9515 MYPRA – Městský okruh v úseku Myslbekova–Prašný most • 0080 PRAŠ – Městský okruh v úseku Prašný most–Špejchar • 0079 ŠPELC – Městský okruh v úseku Špejchar–Pelc Tyrolka DISPOZIČNÍ ŘEŠENÍ A G E O L O G I C K É P O M Ě RY

Trasa komunikace Městského okruhu je v celé délce vedena jako striktně směrově rozdělená se samostatným dvou až tří pruhovým tubusem v každém směru. Dispoziční řešení profilu tunelu odpovídá požadavkům ČSN

❚

STRUCTURES

737507/ 2006. Výškově trasa tunelů klesá v celé délce od křižovatky Malovanka až pod Vltavu odkud stoupá k trojskému portálu (obr. 2). Maximální podélný sklon dosahuje 5 %, na rampě až 8 %. Minimální podélný sklon je 0,3 %. Rozdíl výšek nivelet mezi nejvyšším a nejnižším místem tunelu je 113,5 m. Nejmenší poloměr směrového oblouku hlavní trasy činí 208 m. Šířka jízdních pruhů v celém úseku je 3,5 m, výška průjezdného profilu 4,8 m (obr. 3). Návrhová rychlost je stanovena na 70 km/h. Geologické podmínky celé stavby jsou poměrně složité a dosti proměnlivé (obr. 2). Trasa tunelů leží v tzv. pražské pánvi, dílčím sedimentačním prostoru rozsáhlého barrandienského synklinoria, v němž je skalní podloží tvořeno zvrásněným komplexem aleu-

2 Obr. 1 Celková situace stavby tunelového komplexu Blanka of Blanka tunnel complex

❚

Fig. 1

General layout

Obr. 2

Podélný profil úseku Letná–Troja

❚

Fig. 2

Longitudinal section of Letná–Troja part

Obr. 3

Vizualizace dokončeného tunelu

❚

Fig. 3

Visualization of the completed tunnel tube 3

6/2012

❚


7


ropelitických břidlic, drob, pískovců a křemenců ordovického stáří. 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. Horninové podloží je jako celek pro vodu prakticky nepropustné, mocnost zvodnělého horizontu je dána především mírou zvětrání. Podzemní voda tak převážně sleduje 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. Maximální nadloží ražených tunelů je 44 m, minimální 8 m. Nejmenší nadloží pode dnem Vltavy je jen 14,5 m. P Ř E D P O K L A D Y N ÁV R H U O S T Ě N Í TUNELŮ

Oproti zadávací dokumentaci, kde bylo postupováno ještě podle původních českých norem, bylo při tvorbě realizační dokumentace postupováno již podle platných ČSN Eurocode, a to 1990 až 92 a 1997. Dalšími důležitými předpoklady byly uvažování životnosti díla minimálně 100 let v prostředí agresivity okolního prostředí třídy XA1– XA2 (šířky trhlin), požární odolnost REI 180, budoucí využití povrchu nad tunelem, požadavky investora a budoucího správce tunelu a samozřejmě možnosti zhotovitele stavby. Požadavky na konstrukce tunelů byly již v průběhu tvorby zadávací dokumentace stavby vloženy, s uvažováním specifických podmínek v pražském prostředí, do samostatné části nazvané „Technické specifikace“ a rozdělené podle jednotlivých stavebních částí dle vzoru TP pro ŘSD ČR. Vnitřní síly a deformace ostění byly stanoveny pomocí numerických modelů metodou konečných prvků s uvažováním všech reálných zatížení. Jedná se především o tato zatížení, resp. jejich kombinace: • vlastní tíha • zatížení od zemního/horninového tlaku • hydrostatický tlak podzemní vody (včetně natlakování při povodni – platí pro úsek u řeky, resp. natlakování 8

❚

STRUCTURES

při dlouhotrvajících deštích – v ostatních úsecích) • smrštění a dotvarování betonu ostění • vliv teploty (ochlazení/oteplení) • zatížení od dopravy nad stropem (automobily, tramvaje, přesun mostní konstrukce – platí pouze pro hloubené tunely) • technologická zatížení atd. Pro zatížení od zemního/horninového tlaku byl pro mezní stav únosnosti uvažován jednotný součinitel zatížení 1,35, neboť vzhledem k nelineárním numerickým výpočtům nelze použít dílčí součinitele spolehlivosti. V případě hloubených tunelů s čelním odtěžováním byly do výpočtů vnitřních sil zohledněny i zatěžovací fáze při postupném odtěžování (ražbě) profilu tunelu pod stropem. U všech hloubených tunelů s ohledem na neurčitost skutečného dlouhodobého využití povrchu terénu je uvažována jakási rezerva zatížení, která je zavedena jako 1 m zemního zásypu. V místě demolovaných budov bylo uvažováno i s jejich zatížením. To v budoucnu umožní případné menší úpravy terénu nad tunelem a opětovnou výstavbu v původním rozsahu bez potřeby zesilovat konstrukci ostění tunelu. Statické výpočty byly provedeny jednak v typických profilech co do tvaru, zatížení a geotechnických podmínek, jako rovinné úlohy a dále v místech dispozičně komplikovaných profilů (křížení tunelů, SOS výklenky, napojení podzemních objektů a šachet, změny profilu, technologická centra apod.) jako 3D úlohy. Posouzeny byly kromě mezní únosnosti rovněž deformace konstrukce tunelu, deformace a napětí v okolním prostředí (vč. sedání v podloží, napětí v základové spáře) a především pak šířky trhlin v betonu. Maximální přípustné trhliny v ostění byly stanoveny na 0,4 mm u konstrukcí nevystavených vnějšímu prostředí ani prostředí komunikace v tunelu, jinak byla přípustná šířka trhlin stanovena na 0,3 mm, resp. 0,25 mm. Při návrhu výztuže bylo uvažováno s hodnotou náhodné excentricity výztuže v betonu 20 mm. Uvažování nových norem oproti ZDS vedlo k cca 5 až 10% nárůstu množství výztuže v konstrukcích. 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 byly veškeré tunely zatříděny do tří základních typů technického řešení (obr. 1):

• Tunely ražené – konvenční technologií

tzv. Novou rakouskou tunelovací metodou (NRTM) • Tunely hloubené – klasickou technologií do otevřené stavební jámy • Tunely čelně odtěžované – tzv. modifikovanou milánskou metodou V další části článku jsou v samostatných kapitolách blíže popsány jednotlivé varianty technických řešení a postupů výstavby konstrukcí tunelů. R A Ž E N É T U N E LY

Ražené tunely jsou v rámci tunelového komplexu využity v místech, kde nebyl umožněn zásah stavby do území, ať již z důvodu stávající zástavby, nebo jiného důvodu ochrany povrchu (Královská obora, barokní opevnění, Vltava apod.). Zároveň se jedná o úseky, kde nadloží dosahuje více než 10 m, a bylo by proto neekonomické realizovat zde tunely hloubené. Celkem se na tunelovém komplexu Blanka nacházejí dva úseky, kde je využito tunelů ražených a dále několik podzemních technologických objektů realizovaných ražením: Obr. 4 Definitivní ostění čela nouzového zálivu ❚ Fig. 4 Final linning of the make shift bay Obr. 5 Křížení třípruhového tunelu s propojkou a TGC4 ❚ Fig. 5 Crossing in the three-lane tunnel with the tunnel connection and TGC4

• ražený tunelový úsek Královská obo-

ra délky 2 231 m, • ražený tunelový úsek Brusnice dél-

ky 550 m, • ražené technologické centrum se

strojovnou VZT, s kanály a šachtami VZT k výdechu Nad Královskou oborou (600 m + 72 m), • ražená trafostanice pod Stromovkou (28 m), • ražená čerpací stanice a výtlak kanalizace na Císařský ostrov (41 m), • ražený kanál a šachta VZT k výdechu Nad Octárnou (123 m + 40 m). Kromě tunelových částí je součástí stavby tunelového komplexu cca 3 km ražených kanalizačních a dalších štol


❚

6/2012


(technickým řešením těchto částí se další text nezabývá). V hlavní trase Městského okruhu je využito tunelů dvoupruhových (STT + JTT = 3 248 m), resp. třípruhových (STT + JTT = 2 093 m), dále čtyři nouzové zálivy (206 m) a nadvýšený profil s předpjatým mezistropem v místě napojení vzduchotechniky tunelu. Tyto profily jsou dále doplněny o atypické profily technologických tunelů, propojek, vzduchotechnických kanálů a šachet. Konstrukční řešení ražených tunelů Maximální podélný sklon v trase ražených tunelů je 5 %, minimální směrový poloměr je 330 m. Pod vozovkou je v profilu tunelu umístěna dále technologická chodba a vzduchotechnický kanál požárního odvětrání ražených tunelů. Profily technologických tunelů odpovídají, jak co do velikosti, tak i členění, požadavkům umístěného technologického zařízení či účelu provozního využití. Všechny ražené tunely jsou navrženy jako dvouplášťové, realizované pomocí

né deštníky, úprava členění pobírání, případně kombinace uvedených úprav. Tloušťka primárního ostění se podle technologických tříd NRTM a velikosti výrubního profilu pohybovala od 200 do 400 mm. Výrubní profil dvoupruhového tunelu činí 123,5 m2 a třípruhového 173,5 m2, největšího profilu však bylo dosaženo u strojovny VZT, a sice 286,5 m2. Pro zajištění vodotěsnosti ražených tunelů (převážného rozsahu), s ohledem na nemožnost jejich gravitačního odvodnění trvalou drenáží, byl navržen hydroizolační systém sestávající z fóliové uzavřené hydroizolace z PVC_P (Sikaplan WP 2110–31 HL2 tloušťky 3 mm se signální vrstvou 0,2 mm), vnějších spárových pásů šířky 500 mm a injektážně monitorovacího systému hadic umožňujících injektáž mezi vnější líc definitivního ostění a izolaci (obr. 5). Ochrannou vrstvu izolace tvoří na straně primárního ostění geotextilie Geofiltex 63F s gramáží 1 200 g/m2, ochrana spodní klenby při provádění definitivního ostění byla tvořena fólií Sikaplan Protec tloušťky 2 mm. V místech

❚

STRUCTURES

PP vlákna (1 kg vláken na 1 m3 s délkou vlákna 6 mm a průměrem 0,018 mm). Toto množství bylo prověřeno požární zkouškou, viz dále. Tloušťka definitivního ostění se v různých průřezech pohybuje od 400 do 600 mm. Jako výztuže je využito ocelových svařovaných sítí KARI doplněných příložkami z oceli 10 505–R dle výsledků statických výpočtů (obr. 6). Krytí výztuže betonem je uvažováno u obou líců ostění 50 mm. VA R I A N T Y Ř E Š E N Í O S T Ě N Í

Výjimečností tunelového komplexu Blanka je kromě jeho rozsahu i množství použitých tunelářských technologií a postupů. Z hlediska definitivního ostění zde bylo využito hned několik v současnosti využívaných variant definitivních ostění konvenčně realizovaných tunelů. V převážné míře bylo využito definitivní ostění prováděné do systémového bednění z monolitického betonu vyztuženého, slabě vyztuženého, případně prostého. Zároveň však bylo využito i definitivního ostění z betonu stříkaného a z betonu vodonepropustného.

2

4

5

konvenční technologie NRTM. Ostění, případně i mezilehlá izolace jsou vždy uzavřené, neboť trasa a hydrogeologické podmínky neumožňují umístění trvalé gravitační drenáže. Primární-dočasné ostění je provedeno ze stříkaného betonu C20/25 (lokálně C25/30), vyztužené příhradovými rámy z betonářské výztuže, dále svařovanými ocelovými sítěmi a svorníky. Ražba probíhala převážně s horizontálním členěním na kalotu, opěří a spodní klenbu. Vertikální členění čelby bylo nakonec využito pouze na části tunelů třípruhových. Jako doplňující opatření byly v kritických úsecích prováděny sanační injektáže, ochran6/2012

❚

zvýšených přítoků skrz primární ostění byla pro svod vody do středové drenáže umístěna nopová fólie tloušťky 8 mm. Definitivní ostění ražených tunelů je navrženo jako uzavřené železobetonové monolitické z betonu třídy C30/37, C25/30 a C20/25. Podle umístění dané části konstrukce byly uvažovány třídy agresivity prostředí XC1 – beton konstrukcí mimo prostor vozovky, XF2 – beton konstrukcí nad vozovou, XA2 – vodonepropustný beton ostění. Jako ochrana proti vlivu požáru na ztrátu únosnosti, resp. odstřelování betonu krycí vrstvy horní klenby jsou v dopravních tunelech do betonu přidána


Definitivní ostění z monolitického betonu Tento v ČR ustálený typ definitivního ostění dopravních tunelů byl využit v převážném rozsahu ražených tunelů. Železobeton třídy C30/37-XC1 se splněným minimálním stupněm vyztužení byl využit pro všechny spodní klenby a vnitřní konstrukce (stěny, průvlaky, mostovka apod.). Boční betonové bloky z betonu třídy C20/25-XC1 byly vždy vyztuženy pouze konstrukčně a byly s ohledem na svou mohutnost prováděny z betonu se sníženým vývinem hydratačního tepla spolu s možností dosažení normové pevnosti až po 90 dnech. V rozsahu celých dvoupruhových tu9


❚

STRUCTURES

ně usnadnilo a urychlilo realizaci díla a samozřejmě snížilo riziko poškození hydroizolace a cenu ostění. Přesto jsou splněny požadavky na šířky trhlin, deformace a trvanlivost. Při započtení nevyužitých tolerancí priméru tloušťka ostění dosáhla 400 mm. Ve všech případech je horní klenba provedena z betonu C30/37 XF2 s PP vlákny v dopravních tunelech, nebo C30/37 XC1 v technologických tunelech. Definitivní ostění ze stříkaného betonu Původním předpokladem zadávací dokumentace bylo provádět veškeré ostění horní klenby propojek z monolitického železobetonu. V rámci přípravy realizační dokumentace však byla v důsledku započtení nevyužitých tolerancí na primární ostění výztuž klenby zcela vypuštěna a klenby jak průchozích, tak průjezdných propojek bylo možné realizovat pouze z prostého betonu. V důsledku požadavku na urychlení postupu výstavby propojek a uvolnění jejich profilu pro průjezd staveništní dopraObr. 6 Armatura klenby dvoupruhového tunelu ❚ Fig. 6 Vault reinforcement of two lane tunnel Obr. 7 Definitivní ostění propojky ze stříkaného betonu ❚ Fig. 7 Final lining of the tunnel connection from shotcrete Obr. 8 Nadvýšený třípruhový tunel s předpjatým mezistropem a horní klenbou ze stříkaného betonu (v místě napojení kanálu 04) ❚ Fig. 8 Increased three-lane tunnel with prestressed inter-ceiling and upper vault from shotcrete

6

nelů (vyjma křížení a SOS výklenků) je horní klenba provedena z tzv. slabě vyztuženého betonu. Do tloušťky definitivního ostění byly započteny nevyužité tolerance na primární ostění, čímž se dosáhlo 500 mm. Výsledné vyztužení představuje pouze síť KARI 8 × 8 × 100 × 100 mm u vnitřního líce a výztužný příhradový rám 2 × 2 ∅ R14. Protože lichoběžníkový otevřený výztužný rám, po osvědčení na tunelu Mrázovka, byl využit pouze pro ztužení vnitřního líce ostění, resp. montážní stav, mohlo dojít ke zvýšení krycí vrstvy hydroizolace na 100 mm. Tento postup – vypuštění vnější armovací sítě a zvýšení krytí výztužného rámu – zvýšil význam10

ně ochranu hydroizolace při pracích na horní klenbě. Navíc vlivem započtení nevyužitých tolerancí primáru do dimenzované tloušťky definitivy nedošlo k navýšení ceny ostění. Horní klenba v rozsahu kompletních třípruhových tunelů je provedena z klasického vyztuženého ostění u obou líců pomocí sítě KARI 8 × 8 × 100 × 100 mm a výztužných rámů 2 × 2 ∅ R16, případně doplněných příložkami. Po započtení nevyužitých tolerancí dosáhla tloušťka ostění 550 mm. Pro technologické tunely do šířky profilu cca 10 m a ostění šachet bylo využito horní klenby bez výztuže, pouze z prostého betonu. To výraz-

vy však nakonec bylo na základě požadavku zhotovitele využito na horní klenby všech ražených propojek definitivní ostění z betonu stříkaného. Zároveň byla tato technologie využita ve tvarově komplikovaných místech, kde by bylo neekonomické využití jednorázového atypického bednění. Jedná se o napojení vzduchotechnických kanálů na šachty pod výdechem Nad Královskou oborou a nadvýšené profily třípruhových tunelů spolu se svody v místě napojení vzduchotechnických kanálů na tunel (obr. 7 a 8). V rámci přípravy stříkaného definitivního ostění bylo třeba stanovit a odsouhlasit jeho parametry, a to zejména s ohledem na trvanlivost, vyztužení, po-


❚

6/2012


stup provádění a rovinatost povrchu. Přes několik pokusů využít k této technologii i stříkaných hydroizolací byla na základě provedených pokusů nakonec ponechána fóliová hydroizolace vč. systému injektážně monitorovacích hadic ovšem upraveného pro potřeby stříkané definitivy. Zdvoj- až ztrojnásobeny byly přichycovací body hydroizolace, tzv. terčíky. Byl stanoven postup realizace stříkání technologií tzv. mokrou cestou, po vrstvách s pomocnou výztuží, tvořenou sítěmi KARI 8 × 8 × 100 × 100 mm (atypické podle délky a směru přesahů) a samonosnými otevřenými lichoběžníkovými výztužnými rámy z 2 × 2 ∅ R16. Vše bylo navrženo tak, aby armatura v ostění neměla vyšší hustotu než oka 100 × 100 mm z důvodu umožnění prostříkání betonem a zamezení tzv. stínů. Vlastní stříkání betonu nosné části se provádělo ve dvou vrstvách s časovým odstupem max. 48 h, přičemž po nástřiku první vrstvy bylo třeba doarmovat vnitřní výztužnou síť. Veškerá smyková výztuž byla zajištěna pouze třmínky výztužných rámů, podle potřeby se tak volila vzdálenost rámů od 500 mm.

7

Definitivní ostění z vodonepropustného betonu Využití vodonepropustných betonů pro trvalé konstrukce tunelů je významně se rozvíjející trend posledních let v celém světě. Proto již v dokumentaci pro zadání stavby projektant s jejich aplikací uvažoval, nakonec se však tuto technologii s budoucím správcem TSK hl. m. Prahy podařilo projednat pouze u tunelů hloubených tzv. milánskou metodou. Od doby zpracování zadání však uplynulo několik let a zkušenosti, zejména ze sousedního Rakouska, povzbudily snahu projektanta a zhotovitele na jejich využití. Po více než roční přípravě, získávání zkušeností a projednávání se zástupci TSK se podařilo odsouhlasit využití vodonepropustných betonů definitivního ostění alespoň na vzduchotechnickém kanále a šachtě pod výdecho-

STRUCTURES

• Předpokládaná maximální výška hladi-

ny podzemní vody nad klenbou 20 m. • Zatřídění konstrukce dle TP ČBS 02 –

Bílé vany – (Kon1, A1, W4). ostění 500 mm kanál, 400 mm šachta. • Beton ostění třídy C30/37 XA2 s povoleným průsakem do 40 mm a s PP vlákny (1 kg/m3). • Maximální povolená šířka trhlin v betonu nesmí přesáhnout 0,25 mm (v podélném i příčném směru). • Minimální krytí výztuže 50 mm, s nutností velmi přesného uložení. • Maximální vzdálenost vložek výztuže 100 mm u obou líců z důvodu rovnoměrného rozdělení případných trhlin. • Mezi primární a sekundární ostění musí být vložena separační vrstva (geotextilie s nakašírovanou PE fólií – Izolnetex 3.100) pro umožnění prokluzu betonu od objemových změn. • Maximální tolerance na polohu vnitřního líce primárního ostění je 100 mm (tloušťka definitivního ostění nesmí být tlustší o více než 100 mm), poměr vzdálenosti k výšce sousedních nerovností primáru nejvíce v poměru 1:8. • Tloušťka

8

Realizace nástřiku byla prováděna vždy na celou délku propojky, cca 18 m, najednou. Použitý stříkaný beton obou vrstev byl SB30 (C25/30) s použitou frakcí kameniva 0–8 mm. Po zatvrdnutí druhé nosné vrstvy stříkaného betonu následovala aplikace tzv. finální pohledové vrstvy ostění, která nebyla započtena do únosnosti průřezu. Její tloušťka činila 30 až 50 mm a byla provedena z betonu SB20 (C16/20) s frakcí kameniva 0–4 mm. Vrstva byla aplikována na bázi torkretové omítky s omezeným obsahem urychlovačů. Rovinatost vnitřního líce byla stanovena poměrem vzdálenosti k výšce sousedních nerovností maximálně 1:20. To6/2012

lerance na vnitřní líc ostění byla max. 50 mm (pro polohu, při splnění kritérií rovinatosti). Tloušťka ostění nesměla klesnout pod požadovanou dimenzi, která bez finální vrstvy činila u propojek 400 mm.

❚

❚

vým objektem Nad Octárnou, kde byly nakonec i realizovány. Přijetí této změny ve svém důsledku nemělo za cíl snížit cenu díla, ale především omezit riziko poškození hydroizolačního systému v průběhu výstavby a omezit tak potřebu budoucích dotěsňovacích injektáží nutných k předání suchého díla. Základní logická úvaha byla: „využívaný beton definitivního ostění třídy C30/37 je už sám o sobě dostatečně vodotěsný, tj. omezme šířku trhlin, tím redukujeme průsaky pouze na pracovní a dilatační spáry, kde existují efektivní způsoby jejich eliminace“. Výsledný návrh tak obsahoval, kromě dalších, následující parametry řešení:


• Teplota ukládaného čerstvého betonu

se musí pohybovat mezi 10 až 27 ºC. Absolutní teplota betonu nesmí přesáhnout +70 ºC a gradient mezi povrchem a středem konstrukce musí být do 20 ºC. Pro zajištění všech spár v betonové konstrukci proti průsakům bylo navrženo trojnásobné jištění. Směrem od primáru je uložena injektážní hadička Aquafin CJ2 ∅19 mm pro možnost dotěsňovací injektáže pomocí nízkoviskózní polyuretanové pryskyřice Mediatan 705. Dále vnitřní těsnící spárový pás z PVC – P V-32 a nakonec bobtnavý bentonitový pásek Aquafin CJ3 (20 × 30 mm). 11


Zkouška požární odolnosti konstrukce definitivního ostění Jedním z rozhodujících kritérií pro návrh horní klenby definitivního ostění dopravních tunelů a následně složení betonové směsi je požadovaná požární odolnost. Požární předpisy stanovují požadavek na zajištění únosnosti ostění tunelu minimálně po dobu 180 min. Aby konstrukce mohla po tuto dobu plnit svou nosnou funkci, je především třeba zajistit výztuž proti nahřátí přes kritickou teplotu, kdy výrazně ubývá její pevnost. Při navrženém krytí výztuže betonem u vnitřního líce 50 mm nesmí dojít k odpadnutí této krycí vrstvy, jinak by došlo ke skokové ztrátě únosnosti výztuže, a tím i ke kolapsu ostění. V etapě zpracování zadávací dokumentace existovalo pět základních variant řešení ochrany: • beton bez výztuže, • zvýšené krytí výztuže u vnitřního líce, • protipožární obklad, • protipožární nástřik líce betonu, • přidání PP vláken do betonu ostění. Z ekonomických důvodů bylo pro tunely využito varianty s PP vlákny, neboť

9

❚

STRUCTURES

Naopak obsah vláken v betonové směsi vede často ke vzniku nekvalitního povrchu betonu u bedněného líce. Vady povrchu vznikají vlivem uvolněné záměsové vody z vazby na PP vlákna u bednění (vibrací) a zobrazují se jako mapy – vyplavení jemných částic v hladkém líci s hloubkou cca do 5 mm (travertinový povrch). Tento nepříznivý faktor se zvětšuje s délkou vlákna, jejich množstvím, hladkostí formy a v neposlední řadě s klimatickými podmínkami při realizaci. Proto byla pro ražené tunely v rámci zpracování realizační dokumentace hledána možnost snížení obsahu PP vláken v betonu, tak aby byla zajištěna požadovaná požární odolnost, ale zároveň se snížilo riziko povrchových vad líce betonu. Po dohodě projektanta a zhotovitele byl vyroben vzorek definitivního ostění (beton C30/37 XF2) spočívající v betonové stěně šířky 2 500 mm, výšky 3 000 a tloušťky 450 mm. Polovina vzorku obsahovala 1 kg/m3 PP vláken (Fibruco délky 6 mm a s průměrem 0,018 mm), druhá polovina byla bez vláken. Násled-

jako např. RWS, nebo RABT ZTV byly přehnaně náročné. Výsledky zkoušky potvrdily dva základní předpoklady (obr. 9): • povrch prostého betonu narušen nepravidelnými odprysky do hloubky až 35 mm, • povrch betonu s PP vlákny zůstal celistvý s nepravidelnými trhlinami v ploše. Na základě výsledků zkoušky (provedené ve spolupráci s prof. Vítkem z ČVUT a za podpory CIDEAS – Centrum integrovaného navrhování progresivních stavebních konstrukcí) byla možnost realizace horní klenby definitivního ostění ražených tunelů s využitím pouze 1 kg/m3 PP vláken jednoznačně potvrzena. Výztuž horní klenby je dostatečně ochráněna proti vlivu požáru v tunelu. Realizace definitivního ostění Provádění definitivního ostění ražených tunelů přímo souvisí s dokončením ostění primárního. Po zhotovení izolace spodní klenby přicházela (u dopravních tunelů) v postupných krocích betonáž

10

u všech ostatních by došlo k nutnosti zvětšení výrubního profilu. Na základě výsledků zahraničních zkoušek a testů bylo navrženo 2 kg/m3 vláken délky 6 mm a s průměrem 0,018 mm, neboť tato nejlépe zabraňují vzniku tzv. odprysků. Princip využití PP vláken spočívá v nízké hodnotě teploty, za které se odpaří (cca 100 až 200 ºC). Tím se v betonu uvolní prostor pro vodu obsaženou v pórech, která vlivem ohřátí a přeměny na vodní páru zvětšuje svůj objem, a tím zapříčiňuje odprysk betonu. PP vlákna mají navíc pozitivní vliv proti vzniku trhlin, kdy napomáhají přenášení napětí v betonu od počátečního smršťování. 12

ně po vyzrání betonu byla ve zkušebně PAVUS provedena ve svislé poloze zkouška požární odolnosti. Teplota v peci byla regulována podle tzv. uhlovodíkové křivky hoření a dosáhla cca 1 100 ºC. Tato křivka dosahuje náročnějšího teplotního zatížení než v ČSN obsažená křivka ISO určená spíše pro pozemní stavby. Uhlovodíková křivka se obvykle používá tam, kde může hořet (relativně) malé množství benzínu, např. palivová nádrž auta, nebo i nákladní vozidlo bez nebezpečného nákladu s požárním zatížením do 30 MW. To odpovídá předpokladům regulované možnosti vjezdu do tunelu Blanka, kde by další známé křivky hoření

spodní klenby, bočních bloků, podpůrných stěn a mostovky. Dále následovalo uložení izolace a betonáž horní klenby. Dokončení ostění spočívalo v realizaci výplňové injektáže horní klenby. Součástí prováděcích prací bylo i uložení těsnících prvků pracovních spár bentonitovými pásky, nebo křížovými plechy jako pojistný systém proti průsakům. Na všech částech byla snaha rozvinout tzv. proudovou metodu (betonáž po sekcích), u které se předpokládalo, že bude prováděna až po kompletním dokončení ražeb s primárním ostěním tunelu. Mimořádné události při ražbách tunelu pod Stromovkou a u Ministerstva kultury ČR však zapří-


❚

6/2012


❚

STRUCTURES

11a Šachta 09 přívod/odvod

11b

Šachta 10 přívod/odvod Technologické centrum TGC4 Kanál 08 přívod/odvod

Kanál 07 přívod/odvod

Strojovna vzduchotechniky

Kanál 03 přívod

Strojovna vzduchotechniky

Kanál 04 odvod TP B13

Severní tunel Kanál 04 TP B12 Jižní tunel

12

činily významné zpoždění razících prací, jak na tunelu pod Královskou oboru, tak i na tunelu Brusnice, a tím i potřebu provádět definitivní ostění souběžně s prováděním ražeb. Zároveň bylo nutné nadimenzovat mostovku pro přímý pojezd razičské mechanizace, což vedlo k požadavku na zvýšení tloušťky desky z 300 na 350 mm. Vlastní betonářské práce využívaly v podstatě všech typů bednění, od hydraulické pojízdné ocelové formy horní klenby, přes systémová bednění jak s ocelovým, tak i překližkovým pláštěm až po zcela individuální bednění atypických míst. Postupováno bylo vždy podle předem stanoveného 6/2012

❚

kladečského plánu sekcí. Délky sekcí dopravních tunelů byly cca 12,1 m pro dvoupruhový tunel a cca 10,5 m pro třípruhový tunel. Do příčných spár mezi jednotlivými sekcemi nebyly vkládány žádné dodatečné prvky jako polystyren apod. Omezený časový prostor a snaha co nejvíce snížit dopady do harmonogramu vlivem zpoždění od mimořádných událostí vedly k několika nestandardním provozním opatřením. V jeden čas tak byly na jednom tubusu tunelu až tři bednící formy. Navíc práce bylo vždy třeba organizovat s uvážením zachování průjezdu propojkami pro zásobování prací prováděných v tubusu před


Obr. 9 Vzorek ostění po požární zkoušce (povrch bez odprysků je s PP vlákny) ❚ Fig. 9 Sample of final lining after fire test (surface without failure contains PP fibres) Obr. 10 Montáž formy definitivního ostění ❚ Fig. 10 Shift of tunnel form Obr. 11 a) Napojení kanálu 03 na severní třípruhový tunel, b) prostorově ohýbaná výztuž ❚ Fig. 11 a) Connection of 03 canal to Northern three-lane tunnel, b) spatially bent reinforcement Obr. 12 Schéma podzemního raženého technologického uzlu pod Letnou se směry odvětrání tunelu ❚ Fig. 12 Scheme of driven underground technologic hub undewr Letná showing the directions of tunnel ventilation

13


čelem prací na definitivě. I průchozí propojky bez dokončené horní klenby byly uvažovány pro průjezd staveništní dopravy. Práce v portálových partiích bylo třeba koordinovat s výstavbou hloubených objektů technologických center umístěných před raženými portály, které bylo nutné dokončit pro montáž technologie v předstihu před dokončením ražených tunelů. Tím také došlo k nutnosti demontovat bednící vozy horní klenby přímo v tubusu raženého tunelu. Až 160t forma tak byla demontována v prostoru bez definitivního ostění, ale i pod již dokončeným definitivním ostěním horní klenby. Pro zavěšení zvedacího zařízení bylo využito buď kotev přes primární ostění, nebo předem zabudovaných kotevních prvků v definitivní klenbě osazené spolu s výztuží. Navíc omezení výstavbou v navazujících hloubených jámách vedlo k nutnosti smontování části hydraulické formy nad portálem a jeho spuštění výkonnými jeřáby před ražený portál, odkud se v krátkém časovém sledu musela forma zasunout do tunelu.

13

❚

STRUCTURES

lu cca 10,5 m tak nebylo možné provést zárodek napojení kanálu v jedné sekci horní klenby, jako je tomu obvykle u propojek. Kladečský výkres bednění byl proto upraven tak, aby umožňoval provádění horní klenby sekce třípruhového tunelu s částí klenby krčku kanálu 03 ve dvou krocích. Ve vzdálenosti cca 0,5 m od osy krčku byla provedena podélná pracovní spára klenby kanálu. Spára je v příčném řezu kolmá na ostění horní klenby krčku. Z hlediska zatížení při výstavbě byly obě sekce horní klenby samonosné s probíhající podélnou výztuží třípruhového tunelu, z hlediska výsledného zatížení působí společně. Spodní konstrukce obou sekcí byly provedeny najednou v jednom betonážním kroku. Komplikovaný tvar průniku dvou válcových ploch a požadavek statika na provázání výztuže vedl k nutnosti využití speciálních tvarů betonářské výztuže ve 3D (obr. 11b) spolu se speciálními opatřeními pro stabilitu armatury klenby před instalací formy. Zcela samostatný přístup jak k návrhu, tak i k realizaci si vyžadoval celý podzemní technologický uzel kolem ražené

Do objektu podzemní strojovny délky cca 121,5 m je napojeno celkem pět technologických tunelů; kanál 03 z jižního čela, podzemní technologické centrum ze severního čela, z východní strany kanál 04, ze západní strany kanály 07 a 08 napojující šachty výdechového objektu Nad Královskou oborou. Každé napojení-krček vzduchotechnického kanálu (šířka 9,5 až 11 m) do boku strojovny se s ohledem na rozměry bednící formy klenby strojovny (délka 6 m) muselo složit ze tří pracovních sekcí s probíhající podélnou výztuží horní klenby. Horní klenba krčků kanálů tak musela být prováděna ve dvou krocích. Nejdříve se provedla horní klenba strojovny v plné tloušťce 650 mm a první vrstva horní klenby krčků kanálů dané sekce tloušťky 400 až 450 mm. V provizorním (montážním) stavu tak střední sekce křížení působila vždy jako „konzola“ vetknutá do již dokončené první sekce. Po dokončení třetí sekce klenby byly do vnitřního líce klenby krčku navrtány spřahovací trny (v rastru 200 x 200 mm) a celá horní klenba krčku zmonolitněna vbe-

14

Za samostatnou zmínku pak stojí řada zcela atypických míst z hlediska nutnosti členění postupu výstavby a umístění pracovních spár. Tvarově nejkomplikovanější místa byla, jak bylo popsáno dříve, řešena použitím definitivního ostění ze stříkaného betonu. Mezi tvarově velmi komplikovaná místa lze uvažovat napojení vzduchotechnického kanálu 03 na tunel (obr. 11). Tento kanál s rozpětím klenby cca 9 m, propojující strojovnu vzduchotechniky a severní třípruhový tunel (obr. 12), je dle provozních požadavků napojen na tunel pod úhlem cca 62º, místo běžných přibližně 90º. Při délce formy třípruhového tune14

strojovny VZT a podzemního technologického centra (obr. 12). Vlastní odvodní vzduchotechnický kanál 04 je napojen jak na jižní, tak i severní třípruhový tunel pomocí svislých odvodních šachet umístěných na bocích tunelu. Kanál potom podchází v těsné blízkosti pod spodní klenbou oba tubusy. Vlastní napojení na tubusy tunelu bylo řešeno stříkanou definitivou, horizontální části kanálu potom již monoliticky, a to včetně železobetonové příčky oddělující nasávaný vzduch z obou tunelů. Tato příčka tloušťky 300 mm se před napojením do strojovny VZT otáčí kolem svého středu o 90º (z vodorovné polohy do svislé).

tonováním vnitřního prstence tloušťky 650 mm. Celková tloušťka horní klenby krčků tak v definitivním stavu je činí 1 050 až 1 100 mm. Spodní klenba strojovny byla provedena po betonážních sekcích délky 6 m, v místech křížení s průběžnou podélnou výztuží. Odladit technologický postup betonáže bylo třeba i v případě betonáže masivní svislé čelní stěny (šířka 19 m, výška 17 m) strojovny tloušťky 1,63 m. Po výšce byla betonáž rozdělena na tři etáže, v návaznosti na pracovní spáry prostupujícího vzduchotechnického kanálu 3. Výztuž stěny staticky vetknuté po obvodě do ostění strojovny byla vějířovitě rozprostřena u obou líců ostění, v nej-


❚

6/2012


namáhanějších oblastech byly použity až ∅R32 po 200 mm, což vedlo k celkové hmotnosti výztuže této stěny 66 t. Z prováděcích důvodů byla podélná výztuž zajišťující spřažení stěny s ostěním strojovny nastavována pomocí šroubových spojek. Poměrně standardní bylo provádění definitivního ostění větracích šachet hloubky cca 36 m, ústících do výdechového a nasávacího objektu Nad Královskou oborou, z monolitického betonu s betonážními sekcemi délky 4 m. Na definitivní ostění však navazovala betonáž střední stěny oddělující čistý přívodní a znečištěný odváděný vzduch v šachtě. Dělící příčky se na výšku 24 m musely vějířovitě pootočit o 67º, resp. 33º, aby se v horních částech šachet dostaly do polohy, v které pokračují v navazujícím objektu. Příčky zakotvené do ostění šachty pomocí navrtaných trnů byly proto betonovány v kroku 2 m vždy s malým pootočením bednění v každém kroku. Na každý betonážní krok tak pootočení měřené na vnitřním líci šachty činilo 438 mm, resp. 167 mm.

Celkem se jedná o pět hloubených tunelových úseků (obr. 1): • úsek křižovatky Malovanka, v délce 91 m, • úsek Myslbekova (prostor mimo Patočkovu), v délce 179 m, • úsek Myslbekova (TGC1), v délce 49 m, • úsek křižovatky Prašný most, v délce 322 m, • úsek Letná (pod plání), v délce 294 m, • úsek hloubených tunelů Troja, v délce 550 m. Hloubené tunely klasické byly navrženy vždy do otevřené stavební jámy zajištěné buď podzemními, záporovými, štětovými nebo mikropilotovými stěnami, případně svahováním nebo kotvenou skalní stěnou. V prostoru trojské stavební jámy, která byla zároveň využívána jako přístup k ražbě tunelů pod Královskou oborou, bylo s ohledem na bezprostřední blízkost Vltavy využito kotvených podzemních a štětovnicových stěn vetknutých do nepropustného podloží a sloužících zároveň jako těsnící stěny. V hlubších úrovních stavební jámy byly potom

❚

STRUCTURES

kloněním stěny až 150 mm) byly v patách zápor navrtány mikropiloty, které se pomocí stykových plechů spojily nosnými svary se záporami. V obou případech, jak na Letné, tak i v Troji, byla celá stavební jáma rozdělena do jednotlivých dílčích částí odpovídajících postupu výstavby s ohledem na přeložky inženýrských sítí a povrchových dopravních tras. Obdobným způsobem pak byly řešeny stavební jámy hloubených tunelů na Prašném mostě, Myslbekově a Malovance, vždy s uvážením konkrétních lokálních požadavků a omezení. Konstrukční řešení klasických hloubených tunelů Maximální podélný sklon v trase tohoto typu tunelů činí 5 %, v rampě až 8 %, minimální směrový poloměr je 208 m, v rampě 38 m. Konstrukční uspořádání hloubených tunelů v příčném řezu představuje typickou masivní rámovou konstrukci působící jako spojitý uzavřený rám o dvou až třech polích (výjimečně na Malovance čtyřech polích) se společnou střed-

Obr. 13 Pohled do vyraženého kanálu 04 a severního třípruhového tunelu ❚ Fig. 13 View into excavated profile of 04 canal and the Northern three-lane tunnel Obr. 14 Armatura horní klenby před prováděním stříkaného ostění v místě napojení kanálu 04 na třípruhový tunel ❚ Fig. 14 Reinforcement of the upper vault before shotcreting final linning on the place where 04 canal connects to three-lane tunnel Obr. 15 Dokončené definitivní ostění strojovny VZT ❚ Fig. 15 Completed final lining of the ventilation machinery room

15

K L A S I C K É H L O U B E N É T U N E LY

Klasické hloubené tunely jsou v rámci komplexu Blanka využity jednak v portálových částech navazujících na ražené tunely, dále v místech s komplikovanou dispozicí (křižovatky, podzemní objekty) a v úsecích s vedením trasy MO s nadložím neumožňujícím rozvinutí ražených tunelů. Dispozičně se jedná převážně o dvoupruhové a třípruhové tunely, v nutné míře je ovšem využito i profilů výrazně větších (rozplety). Podzemní hloubené rozplety na trase MO jsou umístěny na Malovance, Prašném mostě, Letné a v Troji a je dosaženo rozpětí stropních desek až 26 m při zpětném zásypu přesahujícím i 6 m. 6/2012

❚

kotvené skalní stěny. Maximální hloubka jámy dosahovala 24 m. V letenské stavební jámě bylo pro zajištění výkopů využito kotvených záporových stěn, pouze portál ražených tunelů je zajištěn pilotovou stěnou. Maximální hloubka jámy byla 24,5 m. Při provádění hloubení letenské stavební jámy vyvstal problém výrazného sedání některých záporových stěn způsobeného svislou silovou složkou od předpínaných horninových kotev a snížením únosnosti podložních vrstev sprašů, do kterých byly vetknuty paty zápor, vlivem jejich zvodnění. Pro zachycení těchto silových účinků a zabránění dalších svislých posunů (max. dosažené až 210 mm s vy-


ní stěnou (stěnami). Nosnou konstrukci tunelu tvoří spodní základová deska (tloušťky převážně 750 nebo 1 000 mm) se stěnami a stropem (obr. 16). V trojském úseku a v úseku u Myslbekovy ulice je lokálně v místě s větší výškou zpětných zásypů u raženého portálu využito i hloubených tunelů s horní klenbou (obr. 17). Tloušťka stěn a klenby je 800 mm (výjimečně 1 000 mm), tloušťka stropu je min. 1 000 mm s náběhy ke stěnám 500 mm na délku 3 m. Konstrukce jsou převážně monolitické železobetonové z betonu třídy C30/37, základové části potom z betonu C25/30. Výztuž je volná vázaná třídy 10 505–R, doplněná svařovanými sítěmi KARI. Kry15


❚

STRUCTURES

nost proti proražení navržen z frakce o max. 32 mm. Na portálový objekt na Malovance budovaný v předstihu bylo využito celoplošné hydroizolace systémů Preprufe 300 tloušťky 1,4 mm (odolná fólie HDPE opatřená na povrchu vrstvou speciální lepící hmoty) a Bituthen 3000 tloušťky 1,5 mm (asfaltokaučové samolepící pásy). Oba systémy svým trvalým spojením s nosnou konstrukcí vysoce snižují, nebo zcela eliminují možnost migrace vody po konstrukci, a tím omezují rozsah případných průsaků. Na úseku hloubených tunelů Myslbekova bylo využito hydroizolačních pásů Teranap 431 TP tloušťky 4 mm z modifikované živice SBS vyztužených vložkou z netkaného polyesteru plošné hmotnosti 200 g/m2. Jako ochrana bylo využito podkladní geotextilie Geofiltex 500 g/m2 a vrchní ochranné a kluzné vrstvy Izolnetex 3 100. Ve všech případech byla nepropustnost pracovních a dilatačních spár systémově řešena bobtnavými pásky, těsnícími plechy, nebo spárovými pásy. Betonáž jednotlivých konstrukčních

16 17

18

tí výztuže betonem je u obou povrchů stanoveno na 50 mm. Podle místa uložení betonu je využito tříd agresivity prostředí XF2 – pro konstrukce nad vozovkou, XC1 – pro konstrukce pod vozovkou. Do směsi betonu konstrukcí stěn a stropu, případně horní klenby jsou přimíchána polypropylenová vlákna (2 kg PP vláken na 1 m3 s délkou vlákna 6 mm a průměrem 0,018 mm), jako ochrana proti vlivu požáru na ztrátu únosnosti, resp. odstřelování betonu krycí vrstvy výztuže. Do nosných konstrukcí tunelu ještě patří deska nesoucí vozovku nad instalačním kanálem – mostovka. Ta je pnuta příčně jako prostá deska tloušťky 300 mm z betonu C30/37. 16

Vodotěsná izolace tunelu (kromě dílčích úseků) je navržena jako uzavřená plášťová na bázi izolačních bentonitových rohoží, vždy s doplňujícími prvky pro dotěsnění dilatačních a pracovních spár (těsnící plechy s bitumenovým povrchem a PVC dilatační těsnící pásy). Využito je rohoží Voltex doplněných PE fólií tloušťky 0,15 mm a podkladní geotextílií 150 g/m2 pro základovou část tunelů a kompozitů Dual Seal pro stěny a strop (klenbu), ochráněných před prováděním zpětných zásypů buď betonovou mazaninou tloušťky 50 mm, nebo geotextílií 800 g/m2, resp. 1 500 g/m2 u klenbových tunelů. Zpětný zemní zásyp u izolace je s ohledem na bezpeč-

prvků tunelu probíhala většinou proudovou metodou po sekcích do systémového bednění. Délka pracovních záběrů byla převážně 12 m, tato délka byla zvolena s ohledem na úspory v podélné výztuži (prořezy). Tři pracovní sekce jsou obvykle propojeny podélnou výztuží do dilatací délky cca 40 m. Rozpletové úseky Samostatnou část technického řešení hloubených tunelů komplexu Blanka tvoří tzv. rozpletové úseky, tj. místa tunelu, kde se komunikace průběžného vedení trasy MO napojuje odpojovacími a připojovacími rampami na povrchovou komunikační síť. V části úseku na Let-


❚

6/2012


né (napojení na třídu Milady Horákové – křižovatka U Vorlíků) a Troji (napojení na nový Trojský most – křižovatka Troja) bylo s ohledem na velké rozpětí stropních konstrukcí rozpletových dilatačních dílů a vzhledem k výši trvalého zatížení nad nimi využito dodatečně předepnutých betonových monolitických deskových stropů. Vlivem odbočení jednotlivých tunelových ramp dosahuje rozpětí stropní desky až cca 26,2 m (obr. 18), proti základní šířce třípruhových profilů 14,5 m, výška zpětného zásypu nad stropem je cca 6,5 m, případně jsou nad stropem umístěny až tři patra podzemních garáží. V prostoru Mimoúrovňové křižovatky U Vorlíků na Letné jsou navrženy celkem dvě přípojné a dvě odbočovací dopravní větve (obr. 19 a 20). S ohledem na dělení tunelu na dilatační díly délky 20 až 50 m, zasahuje zvětšená šířka do pěti těchto dílů. Jednotlivé dilatační díly tunelu jsou tak tvořeny nepravidelnými krabicovými uzavřenými rámy, které mají v počáteční dilatační spáře dva otvory pro vedení hlavní trasy MO a v koncové spáře tři otvory (přibývá

STRUCTURES

Obr. 16 Příčný řez klasickým hloubeným tunelem s rovným stropem ❚ Fig. 16 Cross section of cut-and-cover tunnel with flat ceiling Obr. 17 Příčný řez klasickým hloubeným tunelem s horní klenbou ❚ Fig. 17 Cross section of cut-and-cover tunnel with upper vault Obr. 18 Příčný řez s klasickým hloubeným tunelem v rozpletu ❚ Fig. 18 Cross section of cut-andcover tunnel with flat ceiling in the tunnel fork Obr. 19 Armování stropu v rozpletu na Letné ❚ Fig. 19 Reinforcement of tunnel roof deck in Letná fork Obr. 20 Letecký pohled do staveniště Letná ❚ Fig. 20 Aerial view of Letná construction site

19

20

rampa). Obdobně je navržen i rozpletový úsek jedné odpojovací rampy v Troji. Stropní deska vždy tvoří spojitý nosník o min. dvou polích. Základová deska je v rozpletových dilatacích pod střední stěnou tloušťky 1 m, stěny jsou opět tloušťky 0,8 m jako v běžném profilu tunelu, tloušťka stropní desky se pohybuje od 1,3 m v poli do 2,1 m nad střední podporou. Předpínací výztuž ve stropní desce je navržena z kabelů složených z devatenácti lan průměru 15,3 mm (0,60") – St 1570/1770 a kotvena systémem Dywidag. Všechny kabely jsou vedeny průběžně přes všechny tubusy tunelu a jsou zakotveny na bočních stranách 6/2012

❚

❚

stropní desky. Rozteče kabelů v podélném směru byly navrženy od 0,5 do 0,7 m. Všechny kabely byly napínány jednostranně, vždy ze strany delšího rozpětí. Dráhy kabelů jsou půdorysně i výškově zakřivené. Beton stropní desky je shodný s betonem v běžném úseku tedy C30/37 s PP vlákny. Investor Hlavní projektant dílčí části Hlavní zhotovitel stavební části v části Zhotovitel technolog. části

OMI MHMP Satra, spol. s r. o. PUDIS, a. s., a Metroprojekt, a. s. Metrostav, a. s., divize 2 Eurovia CS, a. s.

Ing. Pavel Šourek Ing. Lukáš Grünwald Ing. Vladimír Petržílka všichni: Satra, spol. s r. o. Ing. Pavel Kasal, Ph.D. Metrostav, a. s., divize 6 Ing. Jan Kvaš, MBA Metrostav, a. s., divize 5 Ing. Miroslav Padevět Metrostav, a. s., divize 2 Ing. Michael Remeš Zakládání staveb, a. s.

ČKD DIZ Praha, a. s. Dokončení článku bude uveřejněno

www.tunelblanka.cz


v časopisu Beton TKS 1/2013

17

O B R A Z O VÁ R E P O R TÁ Ž

❚

PICTORIAL NEWS REPORT

TUNELOVÝ KOMPLEX BLANKA ❚ BLANKA TUNNEL COMPLEX Fotografie pro BETON TKS – foto: Jakub Karlíček, SATRA Photographs for BETON TKS – photos by Jakub Karlíček, SATRA

2

Obr. 1 Klenbový tunel pod Patočkovou ulicí under the Patočkova street

❚

Fig. 1

Vaulted tunnel

Obr. 2 Bednění stropu dilatačního dílu PG1 ve staveništi Prašný most ❚ Fig. 2 Prašný most construction site: formwork used to support the PG1 expansion segment Obr. 3 Výztuž stropní desky dilatačního dílu D17 ve staveništi Letná ❚ Fig. 3 Letná construction site: reinforcement of floor slab of the D17 expansion Segment Obr. 4 Prefabrikovaná „žebra“ před portálem křižovatky U Vorlíků ❚ Fig. 4 Prefabricated “ribs” outside the face of the “U Vorlíků” junction Obr. 5 Rozplet jižního tunelu a výjezdové rampy křižovatky U Vorlíků ❚ Fig. 5 South tunnel branching and exit ramps of the “U Vorlíků“ junction

1

3

4

5

18


❚

6/2012


❚


6

7

8

9

10

11 Obr. 6 Tunelová část technologického centra TGC6 v Troji ❚ Fig. 6 Tunnel section of the TGC6 technological center in Trója Obr. 7 Armování stropu tunelu v milánských stěnách u Špejcharu ❚ Fig. 7 Reinforcing of the tunnel ceiling in the Milan walls near Špejchar Obr. 8 Bednění stropu chodeb pod vozovkou v místě únikového východu ❚ Fig. 8 Formwork used to support drift ceiling under the roadway at the point of emergency exit Obr. 9 Přibetonávka a obklad prefabrikovanými panely na líci milánských stěn ❚ Fig. 9 Concreting and prefabricated paneling on the face of the Milan walls Obr. 10 Nátěr stropu v tunelu u stanice Hradčanská ❚ Fig. 10 Tunnel ceiling painting near the Hradčanská station Obr. 11 Hloubený tunel u Špejcharu ve fázi dokončovacích prací ❚ Fig. 11 Surface-excavated tunnel near Špejchar as being finalized Obr. 12 Křížení klenbového tunelu, propojky a TGC1 v jámě Myslbekova ❚ Fig. 12 Vaulted tunnel’s crossing, interconnections, and TGC1 in the Myslbekova pit

12

6/2012

❚


19


❚


13

14

Obr. 13 Vyražená kaverna strojovny vzduchotechniky pod Letnou ❚ Fig. 13 Shield-driven cavern of the HVAC plant room under Letná Obr. 14 Izolace, armatura a bednění, v místě napojení kanálu 04 na raženou strojovnu ❚ Fig. 14 Insulation, reinforcement, and formwork where the 04 channel is connected to the shield-driven plant room Obr. 15 Definitivní ostění ražené strojovny a betonáž příčky v kanálu 07 ❚ Fig. 15 Finished lining of the shield-driven plant room and concreting of a partition wall in the 07 channel Obr. 16 Vnitřní konstrukce v ražené strojovně, galerie a prostory pro ventilátory ❚ Fig. 16 An internal structure in the shield-driven plant room, gallery, and fan compartments Obr. 17 Tři z jedenácti ventilátorů v ražené strojovně pod Letnou ❚ Fig. 17 Three of eleven fans in the shield-driven plant room under Letná Obr. 18 Výztuž klenby v místě napojení kanálu 03 na severní tunel ❚ Fig. 18 Vault supporting system where the 03 channel is connected to the north tunnel

15

16

17

18

20


❚

6/2012


❚


19

20

21

Obr. 19 Požární kanály v klenbě definitivního ostění a bednění klenby nouzového zálivu ❚ Fig. 19 Fire shutters in the finished lining vault and the formwork supporting the emergency bay vault Obr. 20 Keramický obklad stěny raženého tunelu ❚ Fig. 20 Ceramic tiling on the shield-driven tunnel wall Obr. 21 Přetočená příčka v jedné z větracích šachet ❚ Fig. 21 Back twisted partition in one of the ventilation shafts Obr. 22 Nátěr klenby v křížení severního tunelu, TGC5 a průjezdné propojky ❚ Fig. 22 Vault painting in the north tunnel’s crossing, TGC5, and passable connections Obr. 23 Dokončovací práce v severním raženém tunelu ❚ Fig. 23 Finalization activities in the north (shield-driven) tunnel Obr. 24 Křížení severního tunelu a vzduchotechnického kanálu 03 ❚ Fig. 24 Crossing of the north tunnel with the 03 HVAC channel 22

23

6/2012

24

❚


21


❚

STRUCTURES

PODZEMNÍ GARÁŽE V HISTORICKÉM CENTRU MLADÉ BOLESLAVI ❚ UNDERGROUND GARAGE IN THE HISTORIC CENTER OF MLADÁ BOLESLAV Michal Hlaváček, Zdeněk Holek V rámci celkové přestavby Staroměstského náměstí v Mladé Boleslavi byl vyprojektován podzemní parkovací dům, jehož součástí je vstupní kopule sloužící nejen jako přístupová cesta do parkovacích prostor, ale současně jako přístup do objevených historických sklepů a prostor pro krátkodobé expozice a drobné performance.

❚ Within a complete reconstruction

of the Old Town Square in Mladá Boleslav an underground parking house was designed. Its dome entrance functions not only as an access route into the parking space, but also as an entrance into the discovered historic cellars and into a space for short-term exposition and small performances.

V roce 2007 se vedení radnice v Mladé Boleslavi definitivně rozhodlo udělat něco se skomírajícím historickým centrem města; se Staroměstským náměstím. Život z něj v posledních letech postupně odcházel a přesouval se do ambicióznějších a atraktivnějších lokalit. Nejvýrazněji se to projevilo po invazi nákupních řetězců do Mladé Boleslavi a jejího okolí. Z objektů obklopujících náměstí odešla většina zavedených obchodů a služeb a zbyly zde v podstatě pouze některé orgány státní nebo městské zprávy. To vše se podepsalo i na sociálním složení obyvatelstva a technickém stavu objektů. Co se týká vlastní plochy náměstí, zůstala zde především oboustranně prů22

jezdná komunikace směřující na Prahu (tzv. Staropražská). Z náměstí se zcela vytratil volný prostor pro pěší, protože veškeré možné plochy mimo nutných chodníků byly využity jako parkoviště. Normální městský ruch, charakteristický pro dobře organizovaná městská centra, zcela vymizel. Cílů vyvolané regenerace bylo proto hned několik. Bylo nutné především v podstatě oprostit prostor náměstí od dopravy a navrátit mu charakter klidné pěší zóny. Uvolněnou plochu pak koncipovat tak, aby svým charakterem trvale a opakovaně lákala k návštěvám zájemce nejen z Boleslavi, ale i z širšího okolí a tím opět sekundárně ovlivnila rozvoj obchodu a služeb v prostoru náměstí. Výsledné architektonické a funkční řešení proto vsadilo především na malé a mladé návštěvníky s předpokladem, že zvláště ti nejmenší s sebou přivlečou i rodiče. Po dvou letech provozu regenerovaného náměstí lze pravděpodobně konstatovat, že se záměr vydařil. Základem řešení je velká volná pěší plocha, kterou lze využívat k veřejným a kulturním akcím jako jsou různé performance, trhy, historické jarmarky apod. V době, kdy tyto akce neprobíhají, je téměř celá plocha pojata jako atraktivní velkoplošná fontána řízená počítačem, která nabízí variace vodních a světelných efektů, lákající zvláště malé návštěvníky k veselým radovánkám mezi

1

vodními tryskami. Tento základní koncept je doplněn čtyřicetimetrovým korytem s řadou vodních hrátek a vzrušujících interaktivních prvků. Celek je ozvláštněn originálními inovativními komunikačními skulpturami i běžně dostupnými zařízeními, která jsou určena k pobavení a hře návštěvníků všech věkových kategorií. Zpracovatelský tým projektantů a zástupců města si byl ale vědom, že žádná atrakce umístitelná na náměstí není sama o sobě schopna přilákat dostatek návštěvníků, pokud nebude splněna jedna zcela zásadní podmínka – dostatečně velké parkoviště. To bylo ale v rozporu s původní premisou zbavit náměstí dopravy. Po dlouhých váháních bylo nakonec rozhodnuto řešit problém podzemním parkovištěm s kapacitou cca sto vozů. Pro jeho umístění byl vybrán pozemek v severovýchodním konci náměstí pokrytý neorganizovaným náletovým parčíkem na místě původního objektu hejtmanství, vybombardovaného na konci II. světové války. Objekt garáží byl navržen jako dvojpodlažní železobetonový s posunutím o půl patra mezi východní a západní částí, a se střední „spirálovitou“ komunikační rampou, což bylo řešení využívající svažitého terénu náměstí. Aby bylo vyhověno územnímu plánu, střecha byla navržena jako ozeleněná. První návrh byl zcela utilitární. Nad úroveň


❚

6/2012


❚

STRUCTURES

3b

2

3a

nově navrženého parčíku měly vystupovat pouze nezbytné objekty vstupního schodiště a výtahu spolu s nutnými prvky vzduchotechniky a přístupové rampy pro automobily. Po zahájení realizace se ale narazilo na důmyslnou, dávno zapomenutou spleť středověkých sklepních prostor vytesaných do skály hluboko pod náměstím. Po konzultacích s NPÚ se radnice rozhodla sklepy zpřístupnit veřejnosti a využít je jako další atrakci lákající k návštěvě a zároveň nabízející interaktivní zábavu a vzdělávací podněty především pro mládež. Z tohoto důvodu byl původní, čistě funkční, projekt parkovacího domu upraven a poněkud zmenšen, aby nezasahoval do stávajících sklepů. Oproti prvotnímu řešení, kdy byla snaha všechny viditelné prvky parkingu spíše maskovat, zde naopak vznikla potřeba navrhnout takový vstupní prostor, který by nejen zajistil přístup do všech částí objektu, ale zároveň byl dostatečně reprezentativním prostředím umožňujícím pořádání menších kulturních a společenských akcí, případně výstav. Jednou ze vstupních vizí bylo i zřízení malého městského informačního centra s možností prodeje informačních materiálů a suvenýrů. Tyto požadavky ale směřovaly k tomu, aby byl nový vstup architektonicky výrazný a upoutával návštěvníky na první pohled. To byl ovšem problém, protože 6/2012

❚

z hlediska územního plánu a požadavků NPÚ zde měla být nenápadná parková kompozice s drobnou architekturou spíše mobiliářového charakteru. K výslednému řešení nakonec přispěla svažitost terénu náměstí v západovýchodním směru, tj. od vstupní komunikace do náměstí mezi farou a kostelem dolů na úroveň vstupu do Železné ulice, přičemž rozdíl mezi oběma úrovněmi je kolem třech metrů. Dalším určujícím prvkem je i výškový rozdíl mezi úrovní ulice před restaurací „Kovadlina“ a tehdy již nezměnitelnou horní úrovní stropu podzemního parkingu, což jsou téměř dva metry. Před restaurací „Kovadlina“ byl nakonec vytvořen malý otevřený amfiteátr zapuštěný přibližně dva metry pod úroveň ulice. Do amfiteátru se tak sestupuje z úrovně parčíku, náměstí a ulice dvěma schodišti nebo vozíčkářskou rampou. Další možností sestupu jsou i sedákové stupně projektované jako malé stupňovité hlediště pro pořádání drobných venkovních akcí všeho druhu. Ze spodní úrovně amfiteátru je pak jediný vchod do vstupního prostoru sklepů i parkoviště. Vtip řešení spočívá v tom, že přestože vstupní hala je ve vrcholu kolem pěti metrů vysoká, nad obecný terén náměstí vystupuje jen zhruba metr. To splnilo požadavek NPÚ neprojevovat se v prostoru náměstí příliš razantně. Současně je ale objekt natolik dominantní, že při blízkém kontak-


Obr. 1 Pohled do jihozápadního kouta náměstí, v popředí vodní kaskády symbolizující Jizeru, v pozadí malý pahorek s parčíkem kryjícím podzemní garáže ❚ Fig. 1 View to the southwest corner of the square, in front water cascades symbolizing the Jizera River, in the background a little hill with a small park covering the underground garages Obr. 2 Půdorys podzemních garáží ❚ Fig. 2 Layout of the underground garages Obr. 3 Řezy, a) podélný, b) příčný ❚ Fig. 3 a) Longitudinal section, b) cross-section

tu jednoznačně upoutává pozornost a navádí kolemjdoucí ke vstupu. Tvar vstupní haly musel splňovat mnoho rozdílných, především funkčních, požadavků. Jedním z nich bylo, v té chvíli již neovlivnitelné, nepravidelné rozmístění vstupů do všech částí podzemí. Dalším problémem bylo, že pokud by byla ve vstupu dodržena, rovněž neovlivnitelná, výšková úroveň jejího stropu, působila by vstupní hala příliš „stlačeně“ a stísněně. Nakonec byl za hlavní objemový a architektonický prvek vstupu zvolen rotační ovaloid v kombinaci se zmíněnými, již navrženými, plochými stropy. Původní představa byla, že by tvar ovaloidu byl zcela prosklený. Tato forma se však zdála nejen příliš agresivní, ale také energeticky náročná a vzhledem k očekávaným vysokým výdajům na chlazení a vlastní konstrukci příliš nákladná. Za23


❚

STRUCTURES

5

4

6a

sklení bylo tedy nakonec omezeno zhruba na třetinu povrchu ovaloidu. Zbytek kopule je z přiznaného hrubého železobetonu. Jeho struktura je zdůrazněna otisky stovek drobných prkének, která byla kladena vzhledem k vrcholu kopule symetricky a vrstevnicově na kruhové dřevěné ramenáty bednění. Finálním povrchem nad nezbytnými izolačními vrstvami je extenzivní zeleň fixovaná do substrátu na plastovém roštu. Funkčnost zeleně je zajišťována automatickým zavlažovacím systémem. TECHNICKÉ ŘEŠENÍ

Založení a nosná konstrukce garáží Podloží v místě náměstí má následující skladbu: od 0 až 2 m se nachází štěrkovitý jíl a navážky, ve 2 až 5 m slín rozložený, postupně tvrdnoucí a mezi 5 až 7 m pískovec přecházející od zvětralého po tvrdý; hladina podzemní vody nebyla zasažena. Rozsáhlá stavební jáma byla zajištěna 217 vrtanými pilotami Ø 620 mm a délky cca 10 m v 50mm odstupech. Na piloty byl použit beton C30/35XA1. Výztuž je z armokošů Ø 400 mm (16 Ø R14). Stabilita pilot byla zajištěna pomocí tyčových kotev CKT20 v délce 4,5 až 8 m. Založení stavby je navrženo na hřibové základové desce. Základová deska je navržena jako vodostavební konstrukce bez dalších izolací. Deska z betonu C30/37 XC2 XF4 S3 má tloušťku 300 mm s hřibovými náběhy pod sloupy tloušťky 400 mm. Deska je chemicky kotvena do velkoprůměrových pilot do smykové drážky. Nosná konstrukce podzemního parkingu je železobetono24


6b

7

❚

6/2012


❚

STRUCTURES

Obr. 4 Stavební jáma v historickém centru města, leden 2011 ❚ Fig. 4 Excavation pit in the historic part of the city, January 2011 Obr. 5 Vchod do zapomenutých středověkých sklepů ve stěně stavební jámy, duben 2011 ❚ Fig. 5 Entrance into forgotten medieval cellars at the wall of the excavation pit, April 2011 Obr. 6 Stropní deska nad 2. PP, a) bednění, b) výztuž, březen 2011 ❚ Fig. 6 Ceiling slab over 2nd underground floor, a) formwork, b) reinforcement, March 2011 Obr. 7 Dokončená stropní deska nad 1. PP, duben 2011 ❚ Fig. 7 Finish ceiling slab over 1st underground floor, April 2011 Obr. 8 Výstavba podpůrné konstrukce pod bednění kupole, červenec 2011 ❚ Fig. 8 Construction of the supporting structure under the dome formwork, July 2011 Obr. 9 Prkenné bednění kupole, srpen 2011 formwork of the dome, August 2011 Obr. 10 Výztuž kupole, srpen 2011 dome, August 2011

❚

❚

Fig. 10

Obr. 11 Kupole po odbednění, říjen 2011, a, b removal of the formwork, October 2011, a, b

8

Fig. 9

Board

Reinforcement of the ❚

Fig. 11

Dome after

9

10

11a

vý monolitický skelet. Sloupy skeletu jsou uspořádány v modulu max. 7,5 × 7,5 m. Stropní desky nad 2. PP a 1. PP mají konstantní tloušťku 240 mm. Zesíleny jsou komunikační rampy. V 1. NP je jeden předpjatý průvlak pro vynesení stěny u vjezdu. Pojížděné stropní desky jsou navrženy jako vodostavební konstrukce s šířkou trhliny do 0,15 mm na pojížděném líci. Podzemní patra jsou po obvodě připojena k pilotové stěně přes vysekanou drážku a vlepovanou kotevní výztuží Standard Hilty HIT HY-150. Silně zatížená hřibová stropní deska nad 1. NP z vodostavebního betonu má tloušťku 300 mm. Čtvercové hlavice jsou kónické o celkové tloušťce 600 až 450 mm. Nad vjezdem je navržen předpjatý průvlak otočený do střešní sklad6/2012

❚

11b


25


❚

STRUCTURES Investor Generální projektant Autoři projektu

Náklady

Zpracování PD

Návrh konstrukce Generální dodavatel Zajištění stavební jámy, betony Podzemní část parkovacího domu Exteriér, vstupní hala Realizace Podzemní část parkovacího domu Exteriér, vstupní hala

Statutární město Mladá Boleslav Hlaváček – architekti, spol. s r. o., Praha Ing. arch. Michal Hlaváček, Ing arch. Karel Musil, Ing. arch. Zdeněk Holek Ing. Mužík, PPP, spol. s r. o. BAK stavební společnost, a. s. Limistav, s. r. o. červenec 2010 duben 2011 srpen 2010 až červen 2012 40,7 mil. Kč 18,7 mil. Kč

12a

12b

13

by. Po obvodě je deska uložena na věnec pilotové pažící stěny. Stropní desky jsou vyztuženy vázanou výztuží z oceli R 10505. Horní povrchy desek byly provedeny v kvalitě, která umožnila provedení litých asfaltových podlah. Spodní líc stropních konstrukcí je pohledový. Vnitřní železobetonové monolitické stěny jsou tlusté 250 a 200 mm. Obvodová stěna je tvořena velkoprůměrovou pilotovou stěnou. Vnitřní stěny jsou k obvodové stěně kotveny přes dodatečně vlepovanou kotevní výztuž. Povrchy stěn jsou pohledové. Vnější obvodová pilotová stěna je opatřena torkretem. Sloupy z pohledového betonu jsou 26

oválného průřezu 700 × 350 mm a jsou vyztuženy armokoši z oceli R 10 505. Vjezdová rampa je obousměrná rampa v oblouku. Je tvořena železobetonovou deskou a bočními opěrnými stěnami. Konstrukce rampy je od vlastního parkovacího domu oddilatována. Povrch rampy je ze syenitových kostek 100 × 100 × 80 mm. Boční stěny jsou obloženy pískovcem. Na rampě jsou ve dvou řadách acodrainy. Kopule Vstupní hala je zastřešena kopulí ve tvaru rotačního oválu. Kupole je železobetonová a z části zasklená strukturálním izolačním dvojsklem. Betono-

vá část je skořepina tloušťky 200 mm. Spodní bednění skořepiny bylo celodřevěné z ramenátů (rovnoběžky) a kontralatí (poledníky). Na kontralatě byla po vrstevnicích přibíjena lichoběžníková prkna. Horní bednění nebylo použito, protože dodavatel použil technologii ztraceného bednění (Doppelripe od firmy Dis Tech). POVRCHY BETONU

Povrchy pohledových betonů včetně kopule byly pouze napuštěny transparentním uzavíracím nátěrem. „Hnízda“ v betonu byla zbavena prachu a drobných nečistot, opatřena spojovacím můstkem a precizně vyplněna správkovou hmotou v podobném odstínu.


❚

6/2012


❚

STRUCTURES

Z ÁV Ě R

Proces regenerace náměstí byl výrazně zdržen výstavbou parkovacího domu, všemi nutnými průzkumy (zvláště archeologickými) a nutností přepracování projektu, ale nelze než konstatovat, že současně byl výsledek novým řešením výrazně obohacen. Z pohledu běžného návštěvníka náměstí je možné projekt považovat za ukončený. Dosud však chybí rekonstrukce vlastních sklepů, které musí být definitivně zabezpečeny, většinou pomocí důlních technik. V současné době se zpracovává kompletní projekt včetně interiérů. S realizací této etapy se počítá v roce 2013. Budeme-li posuzovat, zda byla celková regenerace náměstí úspěšná či nikoliv, můžeme vycházet z několika ukazatelů. Náměstí získalo v roce 2011 cenu veřejnosti v každoroční celostátní soutěži „Stavba roku“ pořádanou nadací ABF a nominaci na titul Stavba roku v téže soutěži. K tomu bezesporu přispěl i fakt existence odvážného řešení, v té době rozestavěného, parkovacího domu. Druhým ukazatelem jsou houfy výskajících dětí a mládeže ráchající se bez ohledu na počasí ve všech vodních prvcích a s rozzářenýma očima poskakující kolem všech ostatních hrátek. Cukrárny a restaurační zařízení všeho druhu a se všemi typy předzahrádek začínají opět fungovat, fasády domů náměstí ztratily svou mrtvolnost a opět vypadají jako opečovávaná lidská obydlí. Co víc si mohlo město přát.

14a

Doc. Ing. arch. Michal Hlaváček Ing. arch. Zdeněk Holek

14b

oba: Hlaváček – architekti, spol. s r. o. Vítězné náměstí 577/2 160 00 Praha 6

Obr. 12 Dokončená vstupní hala parkovacího domu, srpen 2012, a, b ❚ Fig. 12 Completed entry hall of the underground garage, August 2012, a, b Obr. 13 Vjezdová a výjezdová rampa Fig. 13 Entry and exit ramp

❚

Obr. 14 Mírně zapuštěný vnější vstupní prostor s betonovými schodišti, rampou a sedacími stupni, a), b) ❚ Fig. 14 Partly recessed exterior entry area with concrete staircase, ramp and steps to sit on, a, b

15

6/2012

❚


Obr. 15 Osázená kupole vstupní haly podzemních garáží, říjen 2012 ❚ Fig. 15 Green dome of the entry hall of the underground garage, October 2012

27


❚

STRUCTURES

PŘEHLED TUNELŮ S PREFABRIKOVANÝM SEGMENTOVÝM OSTĚNÍM Z DRÁTKOBETONU ❚ OVERVIEW OF TUNNELS WITH THE PRECAST SEGMENTAL LINING FROM SFRC

1

2

Matouš Hilar Drátkobeton je konstrukční stavební materiál, který stále častěji začíná nahrazovat prostý beton a železobeton. Vhodným výběrem drátků, jejich zakomponováním do čerstvého pros tého betonu při jeho výrobě, optimálním složením čerstvého betonu a optimálním postupem výroby je možné vyrobit prefabrikované drátkobetonové segmenty tunelového ostění, kterými je možné nahradit standardní železobetonové segmenty. Využití drátkobetonu pro segmentová ostění tunelů je obecně ve světě rostoucí trend vzhledem k výhodám oproti běžným železobetonovým segmentům. Zkušenosti s využitím drátkobetonu pro segmentová ostění tunelů jsou podrobněji probrány v následujícím článku.

❚

Steel fibre

reinforced concrete (SFRC) is a structural material, which has been more and more often replacing plain concrete and steel bar

reinforced

proper

wires,

concrete. their

By

selecting

incorporation

into

fresh plain concrete during its production, optimal composition of fresh concrete and optimal production procedure it is possible to produce pre-cast SFRC segments for tunnel lining, which can replace standard steel bar reinforced concrete segments. Utilising SFRC for segmental tunnels' linings has become a worldwide growing trend due to its benefits when compared with common steel bar reinforced concrete segments. Experience with SFRC segments are closely discussed in the following paper.

28

Mechanizovaná ražba pomocí plnoprofilových tunelovacích strojů (technologie TBM) je stále častěji využívána pro výstavbu tunelů. Hlavním důvodem je vyšší rychlost ražby, což v případě delších tunelů znamená nižší cenu výstavby, dalším velmi důležitým aspektem je vyšší bezpečnost výstavby (minimalizace rizika nadměrných deformací). Nevýhodou je relativně vysoká pořizovací cena těchto strojů, čas potřebný pro jejich sestrojení a obtížné řešení neočekávaných geologických podmínek (např. nebezpečí zablokování stroje v masivu). S prováděním mechanizovaných ražeb pomocí štítů úzce souvisí realizace definitivní konstrukce ostění, která je budována bezprostředně na místě ražby přímo za tunelovacím strojem (obr. 1). Toto ostění kruhového tvaru je tvořeno prstenci, které jsou zpravidla složeny z prefabrikovaných železobetonových segmentů, jednotlivé dílce jsou umísťovány do požadované pozice pomocí erektoru (hydraulické rameno v zadní části tunelovacího stroje). Jeden prstenec bývá většinou složen z několika tvarově shodných dílců, závěrečný dílec (klenák) bývá často tvarově odlišný. Během výstavby jsou jednotlivé dílce zpravidla spojovány pomocí šroubů a prostor mezi ostěním a horninovým masivem bývá vyplňován injektážní směsí. Segmenty z prefabrikovaného betonu mohou být instalovány do ostění tune-

lu po dosažení požadované pevnosti. Ostění tunelů ražených plnoprofilovými tunelovacími stroji je kruhové, což je výhodný tvar z hlediska zamezení vzniku vyšších ohybových momentů. V běžných geotechnických podmínkách jsou tedy segmenty tvořící prstenec kruhového ostění tunelu namáhány především tlakovými normálovými silami. To však neplatí během výstavby. Segmenty musí odolávat namáhání ohybovými momenty během vyndávání z forem, během skladování (obr. 2) a přepravy. Dále musí odolávat silám vzniklým teplotním namáháním dílců, zejména však musí odolávat velkému zatížení hned po zabudování do ostění tunelu, které je vyvozeno hydraulickými lisy posouvajícími štít vpřed. Poslední ze zmiňovaných namáhání bývá často rozhodující pro jejich návrh. VLASTNOSTI D R ÁT K O B E T O N O V Ý C H SEGMENTŮ

Cena drátkobetonových segmentů obecně vychází lépe v porovnání se železobetonovými, přestože vlastní materiál (ocelové drátky) je dražší než klasická betonářská výztuž. Úspory vznikají především díky nižším nárokům na práci (odpadá výroba a osazování armokošů), dále také dochází k úspoře potřebné oceli. Deformace drátkobetonu při dosažení pevnosti betonu v tahu neroste skokově, ale díky rov-


❚

6/2012


❚

STRUCTURES

Obr. 1 Schéma tunelovacího štítu zatlačovaného lisy zapřenými o segmentové ostění [4] ❚ Fig. 1 Scheme of tunnelling shield pushed by rams supported by segmental lining [4]

Obr. 3 Odlamování krycí vrstvy železobetonových segmentů při zatížení lisy [10] ❚ Fig. 3 Spalling of a cover zone of segments reinforced by steel bars [10]

Obr. 2 Manipulace se segmenty ve výrobní hale (foto Hilar) ❚ Fig. 2 Manipulation with segments in a production factory (photo Hilar)

Obr. 4 Armokoš před umístěním do formy [9] before placement into a mould [9]

3

Fig. 4

Steel cage

4

noměrně rozmístěným drátkům narůstá deformace pozvolna. To je způsobeno průběžným aktivováním drátků a jejich postupným vytrháváním z betonu. Velikost trhlin zůstává nízká, což je příznivé z hlediska požadované vodonepropustnosti. Celková pevnost v tahu (ohybu) je však výrazně nižší než u železobetonu. Chování železobetonu je odlišné. Při dosažení pevnosti betonu v tahu nastane nárůst deformace až do plné aktivace výztuže. Tak vzniknou větší trhliny než u drátkobetonu. Nicméně poté se deformace ustálí a roste přibližně lineárně až do dosažení meze kluzu oceli. Ta je výrazně vyšší než pevnost drátkobetonu v tahu. Proto je drátkobetonové ostění vhodné především do podmínek s nízkým ohybovým namáháním, kam kruhové ostění z prefabrikovaných segmentů obecně patří. Pokud hrozí vznik většího ohybového namáhání segmentů, tak je nutné drátkobetonové segmenty opatřit i klasickou prutovou výztuží. Segmenty jsou namáhány velkými zatíženími způsobenými hydraulickými lisy tunelovacích strojů. Neopatrnou manipulací může docházet k nárazům do segmentů. Železobetonové segmenty jsou kvůli zajištění minimálního krytí výztuže při povrchu, hranách a rozích zcela nevyztuženy. Jejich namáhání je však v těchto místech nejkritičtější. Pokud dojde k nárazu nebo nadměrnému zatížení, pak se části že6/2012

❚

❚

lezobetonových segmentů drolí a odlamují (obr. 3). Aby byla zaručena návrhová životnost konstrukce, musí se poškozené segmenty opravit nebo vyměnit, což je časově, finančně a technicky velmi nepříjemné. Použití ocelových drátků namísto klasické betonářské výztuže může být výhodnou alternativou. Drátky jsou po dílci rovnoměrně rozptýleny, minimální krytí výztuže pro zamezení koroze není relevantní. Orientace drátků je v prostoru chaotická, což umožňuje přenos tahových napětí všemi směry. Tím se výrazně zvyšuje odolnost segmentů proti odlamování, drolení a nárazu. Do železobetonových segmentů se zpravidla umísťuje výztuž ve formě tzv. ocelového armokoše. Ten se skládá z výztužných sítí při vnějším a vnitřním povrchu segmentu oddělených přivařenými třmínky. Hlavní funkcí výztuže je přenos tahových napětí vzniklých při výrobě, skladování, přepravě a montáži. Tvar výztužného koše musí být kruhový, musí se bez problémů vejít do odlévací formy a respektovat minimální krytí výztuže (obr. 4). Vyztužení železobetonových segmentů dosahuje zpravidla hodnot okolo 100 kg/m3. Drátkobetonový dílec je oproti tomu vyztužen pouze homogenně rozmístěnými drátky, všesměrně orientovanými. Tím dochází k bezproblémovému přenosu tahových sil všemi směry. Pracnost s přípravou a umisťováním výztuž-


ného koše tudíž zcela odpadá. Výroba je jednodušší, dávkovací zařízení namíchá vlákna do betonu a směsí se poté vyplní forma. Spotřeba ocelových drátků je většinou mezi 30 až 50 kg/m3, což je výrazně méně než u železobetonových segmentů. Základem dobré ochrany proti korozi je kvalita betonu (malá pórovitost a propustnost), která se dá dosáhnout malým vodním součinitelem, plastifikátory nebo použitím popílku. Čím je beton kvalitnější, tím lépe odolává karbonataci a agresi chloridových iontů a sulfátů. Výhodou drátkobetonu oproti železobetonu je nemožnost vzniku koroze. Drátky jsou ve směsi rozmístěny nerovnoměrně, zpravidla se nedotýkají navzájem, jsou zcela obklopeny a chráněny alkalickým prostředím betonu. Šíření koroze je tímto účinně zabráněno. Navíc se tím i minimalizuje nebezpečí poruch v důsledku nárůstu objemu korodující oceli. Drátky na povrchu konstrukce korodují a mohou způsobovat neestetické zbarvení povrchu betonu. Ze statického hlediska to však nemá vůbec žádný význam. Pokud je z estetických důvodů žádoucí, aby ke korozi nedocházelo ani na povrchu konstrukce, tak je možné využít pozinkovaných vláken. T U N E LY S D R ÁT K O B E T O N O V Ý M I SEGMENTY

První pokusy o využití drátkobetonu jako konstrukčního materiálu při výstav29

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E Tab.1

❚

STRUCTURES

Přehled některých projektů tunelů s drátkobetonovými segmenty

Název projektu Abatemarco Fanaco Neapolské metro Metro Janov Barcelona – linie 9 Madrid metro Heathrow – zavazadlový Jubilee Line Extension Channel Tunnel Rail Link Heathrow – HexEx Heathrow – PiccEx Heathrow – SWOT Prodloužení DLR Portmouth Sorenberg Oenzberg – TBM Oenzberg – štít Hachinger Stollen Hofoldinger Stollen Wehrhahnlinie Düsseldorf Teplovod v Kodani Kanalizace Big Walnut San Vicente Brightwater East Brightwater Central Brightwater West La Esperanza Sao Paulo metro

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 25 26 27 28 29 30

Gold Coast

31 32 33 34 35 36

Hobson Bay Lesotho Highlands STEP Abu Dhabi Štoly MRT Line Železniční tunely Singapur Brisbane Airport Link

Země Itálie Itálie Itálie Itálie Španělsko Španělsko Velká Británie Velká Británie Velká Británie Velká Británie Velká Británie Velká Británie Velká Británie Velká Británie Švýcarsko Švýcarsko Švýcarsko Německo Německo Německo Dánsko USA USA USA USA USA Ekvádor Brazílie

Vodovodní Vodovodní Metro Metro Metro Metro Zavazadlový Metro Železniční Železniční Metro Vodovodní Železniční Vodovodní Plynovodní Železniční Železniční Vodovodní Vodovodní Metro Teplovodní Kanalizační Vodovodní Kanalizační Kanalizační Kanalizační Vodovodní Metro Průmyslový / Austrálie vodovodní Nový Zéland Kanalizační Jižní Afrika Vodovodní Spojené Arabské Emiráty Kanalizační Singapur Technologický Singapur Železniční Austrálie Silniční

bě tunelů začaly v první polovině 70. let 20. století, kdy bylo několikrát zkušebně použito segmentové ostění z drátkobetonu. V roce 1982 nastal výraznější nárůst využití drátkobetonu pro prefabrikovaná segmentová ostění tunelů. V jižní Itálii a na Sicílii bylo vybudováno několik vodovodních tunelů právě s tímto systémem ostění (celkem cca 20 km). Tato technologie se osvědčila a v roce 1992 byl poprvé použit drátkobeton pro výstavbu dopravního tunelu. Jednalo se prodloužení Neapolského metra v Itálii. Za zmínku stojí i výzkum drátkobetonových segmentů v Československu [7]. V letech 1984 až 1988 byly provedeny série zkoušek na prefabrikovaném ostění sběrné kanalizační štoly kruhového průřezu o průměru 3,6 m. Prstenec byl složen ze šesti dílů o tloušťce 200 mm, navzájem spojených na pero a drážku. Dávkovalo se poměrně hodně drátku (98 kg/m3), drátky byly hladké a přímé. Byly provedeny zkoušky jednotlivých segmen30

Účel

❚

Tab.1

Overview of some tunnelling projects with SFRC segments

Rok Celková délka Vnitřní profil Tloušťka ostění Množství drátků dokončení [km] [m] [mm] [kg/m3] 18 3,5 40 4,8 3 200 1995 5,2 5,8 300 40 6,2 25 2014 43 12 350 30 a 25 10 25 1995 1,4 4,5 150 30 1999 2,4 4,45 200 30 2007 48 7,15 350 30 2008 3,2 5,675 220 30 2008 3,2 4,5 150 30 2006 4 2,9 200 30 2009 3,6 5,3 250 8 2,9 2002 5,2 3,8 250 40 2004 0,1 11,4 300 30 2004 1 11,4 300 60 1998 7 2,2 180 2007 17,5 2,9 180 40 2014 8,3 30 2009 3,9 4,2 300 35 2008 4,8 3,7 35 2006 13,2 2,6 177 30 2010 4,2 5 35 2010 9,7 4,7 325 40 2010 6,4 3,7 325 35 2002 15,5 4 200 30 1,5 8,43 350 35

Prutová výztuž ne ne ano ano ano ne ne ne ne ne ne

ne ano ne ne ne ne ano ne ne ne ne ne

2008

4,2

2,8

200

35

ne

2009 1995 2014

3 0,1 15,6 1,4

3,7

250

5,5 5,8 5,8 11,34

40 50 30 30 35

ne ne ano ne ne

400

4

tů i celých prstenců. Zkouškami bylo ověřeno několikanásobné překročení požadované únosnosti a únosnost srovnatelná s železobetonovými segmenty. Zkouškami oblasti styku jednotlivých prvků byla doložena mnohonásobně vyšší spolehlivost proti mechanickému poškození. Stejné zvýšení bylo prokázáno i v oblasti hran prvků. Tyto skutečnosti jednoznačně potvrdily podstatné snížení potřebných oprav. Od doby prvních zkoušek a aplikací byly drátkobetonové segmenty úspěšně nasazeny na několika desítkách projektů [1, 10], především v rámci Evropské Unie, ale i jinde ve světě (Austrálie, USA, Brazílie atd.). Převážně se stále jedná o tunely menších profilů (vodovodní, plynovodní či teplovodní tunely), v některých případech jde o úseky metra (Londýn, Barcelona, Neapol, Sao Paulo, Madrid a Janov) nebo o železniční tunely (Channel Tunnel Rail Link, Oenzberg atd.). Nicméně se již začínají objevovat první apli-

kace drátkobetonových segmentů pro silniční tunely – Brisbane Airport Link vnitřního profilu 11,34 m [2], Yokohama Circular Route Northern Section vnitřního profilu 11,5 m [12]. Přehled některých projektů se základními údaji je uveden v tab. 1 [1]. Tunely na železniční trati mezi Londýnem a Eurotunelem (CTRL) Prozatím nejvýznamnější nasazení vláknobetonového segmentového ostění proběhlo na části 112 km dlouhé trati Channel Tunnel Rail Link (CTRL nebo také High speed 1) spojující londýnskou stanici St. Pancras s terminálem Cheriton na britském konci Eurotunelu. Návrhová rychlost trati je 230 km/h a umožňuje absolvovat cestu z Londýna do Paříže vlakem za 2 h. Úsek dlouhý 24 km, ve kterém byly vláknobetonové segmenty použity, je veden dvěma jednokolejnými tunelovými troubami (obr. 5). Výstavba probíhala v letech 2003 až 2004 a do provozu byl tunel uveden v roce 2007.


❚

6/2012


❚

STRUCTURES

ší. Nejčastější poruchou byl vznik trhlin kolmých na osu tunelu. Ty se sanovaly postřikem nebo nátěrem epoxidovou pryskyřicí.

5 Obr. 5 Šroubované segmentové ostění z drátkobetonu na tunelech CTRL [9] ❚ Fig. 5 Bolted SFRC segmental lining of CTRL tunnels [9] Obr. 6 Poničené železobetonové segmentové ostění Eurotunelu po požáru v roce 1996 [9] ❚ Fig. 6 Damaged bar reinforced segmental lining of the Eurotunnel after fire in 1996 [9]

6

Ražba byla prováděna zeminovými štíty. Profil tunelů je 7,15 m. Prstenec je složen z devíti segmentů a závěrečného lichoběžníkového klenáku. Délka prstence je 1,5 m a tloušťka ostění je 350 mm. Segmenty jsou šroubované a injektované, nepropustnost ostění je zajištěna těsnícími pásky. Pro výrobu segmentů byl použit nízko-propustný beton o návrhové pevnosti v tlaku 60 MPa, vyztužený 30 kg/m3 ocelových vláken. Během stavby bylo spotřebováno celkem 6 500 t těchto vláken. Jedním z rozhodujících důvodů pro výběr právě vláknobetonového ostění bylo zaručení životnosti let při působení agresivní podzemní vody s vysokým obsahem chloridů. Při použití železobetonu by segmenty byly vystaveny vysokému riziku koroze výztuže. Po špatných zkušenostech s požáry v Eurotunelu v roce 1996, kdy klasické železobetonové ostění tloušťky 500 mm bylo téměř zničeno (obr. 6), 6/2012

❚

byla požární odolnosti ostění CTRL věnována zvýšená pozornost. CTRL bylo raženo ve zvodnělých píscích s vysokým hydrostatickým tlakem až 3 bary. Mechanické poškození segmentů při požáru by mělo za následek zatopení tunelu vodou i pískem. (Eurotunel byl ražen především ve stabilní křídě s nízkou propustností, proto k zatopení při poškození ostění požárem v daném případě nedošlo). Proto bylo rozhodnuto přidat k ocelovým vláknům i 1 kg/m3 polypropylenových vláken. Jednou z velkých výhod použití vláknobetonu se po dokončení stavby ukázal být nízký podíl poškozených segmentů během výroby a instalace. Během výroby muselo být pouhých 0,8 % z celkových 260 tisíc kusů odstraněno a 2,8 % opraveno. Během instalace nebyl žádný segment zničen. 2,2 % bylo lehce poškozeno bez nutnosti opravy, 0,3 % bylo lehce poškozeno s nutností jednoduché opravy a pouze jeden segment, tedy 0,0004 %, vyžadoval opravu náročněj-


Tunely pod londýnským letištěm Heathrow Londýnské letitě Heathrow, které vlastní a provozuje firma BAA plc, je nejvytíženějším letištěm na světě. Geologie v oblasti Heathrow je relativně jednotná, veškeré tunely pod letištěm byly raženy v londýnských jílech. První tunel využívající vláknobetonového ostění na území Velké Británie byl dostaven v roce 1995 právě na letišti Heathrow a slouží k přepravě zavazadel mezi terminály 1 a 4. Je dlouhý 1,4 km, s vnitřním profilem 4,5 m. Původní návrh uvažující použití 100 kg/m3 klasické betonářské výztuže byl kompletně nahrazen novým, se spotřebou 30 kg/m3 ocelových vláken. Mocnost ostění mohla být zmenšena z 200 mm na 150 mm. V daném případě je odhadováno, že se díky použití vláknobetonového ostění namísto železobetonového ušetřilo až 40 % výrobních nákladů. Vzhledem k potřebnému navýšení kapacity letiště bylo nutné vybudovat nový Terminál 5, který byl pro cestující otevřen v roce 2008. V rámci výstavby nové budovy terminálu bylo vyraženo i několik tunelů [5]. Jednalo se o tunel pro odvedení dešťové vody (SWOT), který je 4 km dlouhý a má vnitřní průměr 2,91 m. Dále o prodloužení trasy metra Piccadilly (PiccEx) – dvě jednokolejné trouby délky 2 x 1,6 km vnitřního průměru 4,5 m (obr. 7). Dále bylo postaveno prodloužení železničního tunelu Heathrow Express (HexEx). Obě tunelové trouby HExEx, dlouhé 1,8 km a 1,4 km, mají vnitřní průměr 5,675 m. Ve všech uvedených případech bylo využito rozpírané segmentové ostění s množstvím drátků 30 kg/m3. Rozpírané ostění (wedgeblock nebo expanded lining) není šroubováno, navíc rub ostění není injektován. Prstence segmentového ostění jsou rozepřeny do jílu pomocí klínového segmentu zatlačeného do výsledné polohy lisy stroje (obr. 8), po vnějším obvodu ostění tudíž nezůstane žádná dutina. Poslední segment uzamyká zbylé dílce prstence v požadované poloze. V uvedených případech bylo použito velmi subtilní ostění, v případě SWOT byla mocnost ostění 150 mm, v případě PiccEx 200 mm a v případě HExEx 31


❚

STRUCTURES

8

7

9

220 mm. Během výstavby nevznikly žádné výraznější problémy s únosností segmentů (neobjevilo se žádné praskání segmentů). Trasa 9 metra v Barceloně Nová trasa 9 barcelonského metra je momentálně ve výstavbě a po jejím dokončení v roce 2014 bude 43 km dlouhá se 43 stanicemi. Výška nadloží byla původně uvažována 35 až 60 m, nicméně kvůli závalu při předešlé stavbě linky 5 byl projekt přehodnocen a v místě křížení těchto linek dosahuje výška nadloží 90 m. Geotechnické podmínky jsou velmi rozličné, mění se ze žuly přes jíly a písky až po štěrk. Převážná část tunelů bude mít průměr 12 m (70 %), některé části však pouze 9 m. 95 % ražeb probíhá pomocí pěti plnoprofilových tunelovacích strojů. Prstenec je dlouhý 1,8 m, 350 mm mocný a tvořen dohromady sedmi segmenty širokými 4,56 m a závěrečným klenákem. Ostění tunelu je prefabrikované betonové, vyztužené kombinací ocelových 32

vláken a běžné betonářské výztuže. Původní návrh uvažoval vyztužení běžnou betonářskou výztuží ve formě armokoše o hmotnosti 97 kg/m3 doplněnou ocelovými vlákny pro zamezení vzniku trhlin v množství 30 kg/m3. Původní návrh vůbec nepočítal s drátky jako s nosným prvkem. Vyztužení bylo však po provedených laboratorních zkouškách optimalizováno. Nakonec byl jako výztuž zvolen odlehčený armokoš hmotnosti 31 kg/m3 (obr. 9), ocelová vlákna při dávkování 35 kg/m3 a polypropylenová vlákna. Během výstavby také proběhlo úspěšné testování segmentů bez armokoše s obsahem ocelových drátků 60 kg/m3 na univerzitě v Bergamo v Itálii. Nicméně stavební sdružení dodavatelských firem segmentů bez armokošů prozatím nevyužilo. Celková spotřeba ocelových vláken během výstavby projektu bude přibližně 15 tisíc t. Během instalace segmentů se zpočátku vyskytovaly problémy vzniku trhlin a mechanického poškození segmentů. Obojí bylo pravděpodobně

způsobeno excentrickým namáháním, zapříčiněným excentrickým umístěním či natočením hydraulických lisů. Dalším důvodem mohly být nerovnosti spojů mezi segmenty. Uvedené problémy byly během výstavby výrazně redukovány. Z ÁV Ě R

Drátkobeton jako materiál má z pohledu prefabrikované výroby segmentů ostění pro tunely ražené plnoprofilovými tunelovacími štíty některé výhodné vlastnosti, které byly podrobně popsány v článku. Proto byl drátkobeton pro segmentová ostění využit na řadě projektů. Převážně se jednalo o tunely menších profilů (vodovodní, plynovodní či teplovodní tunely), v některých případech šlo o úseky metra (Londýn, Barcelona či Neapol). Nejrozsáhlejší využití drátkobetonových segmentů bylo na tunelech pro vysokorychlostní železnici Paříž–Londýn (projekt Channel Tunnel Rail Link), kde bylo pomocí plnoprofilových tunelovacích strojů postaveno 2 x 24 km jednokolejných tunelů, je-


❚

6/2012

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E Literatura: [1] Froněk M.: Ostění tunelů z vláknobetonových segmentů, Bakalářská práce, FSv ČVUT v Praze. 2011 [2] Harding A., Chappell M.: Design of Steel Fibre Reinforced Segmental Linings – Reflections on Design Challenges, WTC 2012, Bangkok, Thailand. 2012 [3] Herka P., Schepers R.: Využití vláknobetonu v podzemním stavitelství, Seminář CzTA, 2012 [4] Herrenknecht: Einfachschild-TBM: Sicher durch brüchigen Fels; 2010 [5] Hilar M., Thomas A.: Výstavba tunelů pod letištěm Heathrow; časopis Tunel 3/2005 [6] Jones J.: Steel and Synthetic Fibers in Tunnels and Mines; BASF, 2009 [7] Krátký J., Trtík K., Vodička J.: Drátkobetonové konstrukce, Česká společnost pro beton a zdivo, ČKAIT, Praha. 1999 [8] Rivaz B.: Steel fiber reinforced concrete (SFRC): The use of SFRC in precast segment for tunnel lining, WTC 2008, Agra, India, 2008 [9] Rivaz B.: Využití vláknobetonu v podzemním stavitelství. Seminář CzTA, 2010 [10] Vandewalle M.: Tunnelling is an Art,. 2005 [11] Woods E., Shuttleworth P., Fesq C.: Steel Fiber Reinforced Tunnel Linings, Proc. Rapid Excavation and Tunnelling Conference 2005 [12] Tsuno K., Ochiai E., Matsubara K., Kondo Y: Fireproof SFRC (Steel Fiber Reinforced Concrete) Segments -The first application to road tunnels in the world. WTC 2011, Helsinky, Finland. 2011

❚

STRUCTURES

STAVÍME PROFESIONÁLNĚ

www.smp.cz

Obr. 7 Rozpírané drátkobetonové ostění tunelu PiccEx (foto Hilar) ❚ Fig. 7 Wedge block SFRC lining of the tunnel PiccEx (photo Hilar) Obr. 8 Zatlačování závěrečného segmentu (klenáku) lisem štítu (foto Hilar) ❚ Fig. 8 Pushing the key segment by a shield ram (photo Hilar) Obr. 9 Odlehčený armokoš použitý společně s drátky pro metro v Barceloně [6] ❚ Fig. 9 Reduced steel cage used together with steel fibres in the Barcelona metro [6]

jichž prefabrikované ostění bylo složeno z drátkobetonových segmentů bez použití běžně užívané ocelové výztuže. V nedávné době bylo drátkobetonové segmentové ostění využito i pro silniční tunely (např. Brisbane Airport Link vnitřního profilu 11,34 m). Využití dané technologie v ČR bylo podrobně zkoumáno. V rámci výzkumu byly realizovány zatěžovací zkoušky drátkobetonových segmentů v Kloknerově ústavu ČVUT v Praze a výsledky některých zkoušek byly porovnávány se zkoušením železobetonových segmentů. Vzhledem k příznivým výsledkům zkoušek bylo nainstalováno 15 m drátkobetonových segmentů na traťovém tunelu prodloužení trasy V. A. pražského metra. V budoucnu lze očekávat využití dané technologie i na jiných tunelech ražených plnoprofilovými tunelovacími štíty.

MO Praha tunelový komplex Blanka

Tento příspěvek byl zpracován s podporou grantů GAČR P104/10/2023, GAČR P105/12/1705 a TAČR TA01031840.

Doc. Ing. Matouš Hilar, Ph.D. FSv ČVUT v Praze e-mail: [email protected] a 3G Consulting Engineers, s. r. o. e-mail: [email protected]

6/2012

❚


33


❚

STRUCTURES

RAŽBA TRAŤOVÝCH TUNELŮ PRAŽSKÉHO METRA TECHNOLOGIÍ TBM ❚ EXCAVATION OF PRAGUE METRO RUNNING TUNNELS USING TBM TECHNOLOGY Petr Vítek, Boris Šebesta, Matouš Hilar, Radomír Pukl Ražba traťových tunelů metra probíhá poprvé v České republice s využitím moderních plnoprofilových tunelovacích strojů (technologie TBM). V souvislosti s ražbou byla řešena řada souvisejících technologií, např. doprava rubaniny, zásobování stroje segmenty ostění, materiál výplňové injektáže za rubem ostění, postup montáže a demontáže stroje ve stísněných podzemních prostorech, přesuny stroje předraženými stanicemi atd. Stavební postupy si vyžádaly určité změny projektu oproti původnímu zadání, čímž se stavební práce zjednodušily, zvýšila se rychlost výstavby a stavba je šetrnější k životnímu prostředí. Zvláštní pozornost je věnována modernímu prefabrikovanému segmentovému ostění, které je charakteristické mimořádnou přesností výroby segmentů i jejich montáže. Na rozdíl od konvenčně ražených tunelů (technologie NRTM) bylo zapotřebí připravit návrh ostění v souladu s návrhem tunelovacího stroje, aby jednotlivé segmenty byly využity co nejefektivněji (při dodržení požadovaných podmínek spolehlivosti) a cena výstavby zůstala v přijatelných mezích. S ohledem na náročnost návrhu jednotlivých segmentů ostění, které jsou vyráběny ve velkém množství, byla pozornost věnována podrob-

1

né statické analýze doplněné řadou experimentů. Zatěžovací zkoušky byly prováděny na malých vzorcích (krychle a trámce) i na prvcích skutečné velikosti a zkoušky byly doplněny nelineárními výpočty metodou konečných prvků. Dále je třeba zmínit vývoj ostění vyrobeného z betonu s rozptýlenou výztuží, jehož vhodnost pro budoucí využití byla ověřena výstavbou zkušebního úseku. ❚ Excavation of new running tunnel for Prague metro is realised using modern tunnelling machines (technology TBM – Tunnel Boring Machine). Various related technologies had to be solved together with the excavation process such as transport of muck, supply of tunnel segments to the machine, grouting material, assembly and disassembly of the tunnelling machines in confined underground space, shifting the machines through the stations constructed in advance, etc. The construction techniques required some changes to the original project, which brought simplification of the construction process. Changes also allowed faster excavation progress and construction became more friendly to the environment. Special attention is devoted to the modern precast segmental lining, which is characterized by extreme precision of segment production and installation. The lining design had to be

2

coordinated with the design of machines, which is different in comparison to the conventional tunnelling (NATM technology). The individual segments should be utilized effectively (fulfilling all required reliability conditions) to keep construction cost within acceptable limits. Special attention was paid to the detailed structural analysis of segmental tunnel lining supplemented by a number of experiments. The reason was a significant demand on the segmental lining design caused by high number of produced segments. Both small samples (beams and cubes) and full size segments were tested in laboratory. Realised experiments were accompanied by nonlinear calculations using the finite element method. We have also to mention the development of the segments generated from the steel fibre reinforced concrete (SFRC), their convenience for future utilization was successfully verified by construction of the test section in the realised tunnel.

Obr. 1 Situace trasy Metra A: Dejvice–Motol Prague underground line: Dejvice – Motol Obr. 2 Obr. 3

❚

Fig. 1

Plan of the

Zeminový štít (TBM) ❚ Fig. 2 EPB shield (TBM) Montáž řezné hlavy stroje ❚ Fig. 3 Cutting head assembly

34

3


❚

6/2012

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E H I S T O R I E M E C H A N I Z O VA N É RAŽBY V ČR

V prosinci roku 2009 se sen mnoha českých tunelářů stal skutečností, neboť byla podepsána smlouva mezi objednatelem Dopravním podnikem hl. m. Prahy, a. s., a zhotovitelem Sdružení metro V. A (Dejvická-Motol) složeným z firem Metrostav, a. s., a Hochtief CZ, a. s., pro zhotovení prodloužení trasy metra V. A v úseku mezi stanicemi Dejvická (mimo) a Motol (včetně). Za radostnou událost můžeme jistě označit jakýkoli obdobný projekt, který má schopnost zlepšit dopravní obslužnost, a tím i životní komfort dotčené komunity. Pro nás stavaře a tuneláře je dosažením a naplněním zmiňovaného snu realizace traťových tunelů pomocí moderních plnoprofilových tunelovacích štítů (technologie TBM – Tunnel Boring Machine), kde zodpovědnost za danou technologii převzal vedoucí účastník vítězného sdružení firma Metrostav, a. s. Ačkoliv historie českého tunelářství nemá v porovnání se světovým podzemním stavitelstvím tak bohatou a košatou zkušenost s využitím technologie TBM, tak je jistě vhodné uvést, že v letech 1970 až 1990 ražby tunelů pomocí plnoprofilových tunelovacích strojů na našem území již probíhaly. Lze zmínit firmy Subterra, Metrostav a IPS, které v uvedené době poměrně úspěšně zrealizovaly několik projektů v profilech od ∅ 2,4 do ∅ 5,8 m. Období minulých ražeb, kdy bylo u nás prvně využíváno principů strojního ražení, není možné srovnávat se současnou kvalitou používaného technologického vybavení. Proto je možné prohlásit, že technologie TBM je v ČR v současnosti nasazena poprvé. P O P I S P R O J E K T U M E T R A V. A

Projekt na prodloužení metra A v Praze počítal s protažením linky až na letiště Ruzyně, jako logického propojení letecké a městské hromadné podpovrchové dopravy. Celý úsek mezi Dejvicemi a letištěm Ruzyně byl rozdělen do několika částí, z čehož soutěž byla vypsána na prodloužení metra A až do stanice Motol (obr. 1). V tomto úseku se nachází tři ražené stanice (Petřiny, Veleslavín a Červený Vrch) a jedna hloubená stanice (Motol). Z pohledu technologie ražeb se nová trasa rozdělila na úsek Dejvice–Vypich, kde jsou nasazeny dva stroje TBM (obr. 2) a úsek Vypich– Motol, s ražbou pomocí konvenční 6/2012

❚

technologie NRTM (Nová rakouská tunelovací metoda). Traťové tunely ražené pomocí dvou zeminových štítů (technologie TBM) se razí od Vypichu, směrem ke stávající stanici Dejvická, kde bude ražba brzy ukončena. Na zařízení staveniště před stanicí Petřiny proběhla základní montáž jednotlivých dílů TBM a jeho návěsů, které byly postupně spuštěny šachtou do montážní komory. Sestavení technologického celku proběhlo v montážní komoře (obr. 3) s následným zahájením ražeb směrem ke stanici Petřiny. Tunelovací štíty již byly protaženy všemi třemi stanicemi, které byly vyraženy pomocí NRTM před příjezdem štítů. Za stanicí Veleslavín je situována stavební jáma, ve které došlo k přepojení veškeré logistiky pro zásobování a obsluhu obou strojů. Tím se uvolnil úsek Vypich–Veleslavín pro pokračování ve výstavbě obou stanic i vystrojení traťového úseku. Po přepojení logistiky v jámě za Veleslavínem se přikročilo k vyražení úseku Veleslavín–Červený Vrch a po protažení strojů stanicí Červený Vrch nastala ražba posledního a nejdelšího traťového úseku ke stávající stanici Dejvická, která byla dokončena 26. listopadu t.r. ZMĚNY OPROTI PŮVODNÍMU PROJEKTU

V průběhu zpracovávání nabídky došla firma Metrostav, a. s., k některým technickým úpravám projektu. Jednalo se především o přidání přístupové štoly do stanice Petřiny, změnu ve způsobu ražby stanice Petřiny, vývoj systému segmentového ostění a změnu systému odvozu rubaniny z kolejového na pásovou dopravu. Na zařízení staveniště na Vypichu byly postaveny dvě přístupové štoly, První štola, ústící do traťových tunelů, byla určená pro zásobování tunelovacích štítů a také pro ražbu NRTM směrem do Motola. Druhá přístupová štola ústila do stanice Petřiny a umožnila ražbu stanice v předstihu před příjezdem štítů. Štola se bude při provozu metra zčásti využívat pro obratovou kolej. Uvedené řešení vedlo k úspoře cca 2 × 200 m segmentového ostění, které by bylo nutné dodatečně vybourávat, a k eliminaci komplikované rozrážky stanice přes vyražené traťové tunely. Současně změna pořadí ražeb umožnila optimalizovat výstavbu stanice. Odvoz rubaniny byl původně navržen pomocí kolejové a svislé dopravy, kde měly být jednotlivé kolejové vozy


❚

STRUCTURES

vytaženy pomocí portálových jeřábů na povrch a vysypány na mezideponii. Vzhledem k hloubce šachty, resp. stavební jámy (cca 27 m), se jednalo o časově velice náročnou a z pohledu nutnosti strojního vybavení i o poměrně nákladnou operaci. Po zvážení všech možných kombinací volby způsobu odvozu rubaniny bylo nakonec jako nejlepší řešení zvoleno použití dopravníkových pásů přímo od tunelovacích štítů. Dopravníky jsou od štítů vedeny kontinuálně v celé délce tunelů až na povrch s výsypem na mezideponii. Tento způsob odtěžby zcela oddělil hlavní logistické procesy, což je doprava segmentového ostění dovnitř ke stroji a transport rubaniny ven na povrch. V prostoru zařízení staveniště na Vypichu je tento systém ještě doplněn o přesyp z tunelového pásu na nezávislý pás v přístupové štole zaústěné do traťového dvoukolejného tunelu. Získáním nezávislosti obou dopravních proudů byla zajištěna i maximální podpora pro dosažení optimálních výkonů ražeb, navíc změna cyklické dopravy rubaniny na kontinuální výrazně zjednodušuje manipulaci s rubaninou. Na rozdíl od původního předpokladu, kdy měla být v blízkosti stanice Dejvická vybudována jáma pro rozebrání štítů, byla koncepce změněna a v prostoru obratových kolejí stávající stanice Dejvická je vyklizen a připraven prostor pro demontáž štítů. Zde jsou v současnosti oba stroje postupně rozebrány na manipulovatelné díly. Jednotlivé díly budou nově vybudovanými tunely postupně přepraveny zpět do otevřené jámy na Červeném vrchu. Nové řešení vedlo k úspoře nákladů i k mnohem menší zátěži životního prostředí města. POPIS NASAZENÝCH PLNOPROFILOVÝCH T U N E L O VA C Í C H Š T Í T Ů

Hlavními výhodami ražby pomocí technologie TBM jsou její rychlost a bezpečnost. Kritériem rychlosti při realizaci tunelů je vytvoření definitivní obezdívky odolné tlakové vodě v jednom kroku při souběžně probíhající ražbě, a to s vysokou mírou bezpečnosti jak k povrchové zástavbě, tak i k pracovníkům v tunelu. Celá délka tunelu je zabezpečena buď vlastním pláštěm štítu, nebo nainstalovaným železobetonovým ostěním. Řízeným odtěžováním rubaniny se minimalizuje rozvolnění okolního prostředí, a tím se výrazně omezuje rozsah poklesové kotliny. 35


Porovnáním měsíčních postupů s metodou NRTM o adekvátních profilech se prokáže výrazná převaha technologie TBM. Pro TBM daného průměru již byl zaznamenán i špičkový postup více než 1 000 m za měsíc, což obnáší vyražení i vystrojení tunelu definitivní konstrukcí. V případě tunelů pražského metra byl dosud zaznamenán nejvyšší měsíční výkon 627 m a nejvyšší denní výkon 33 m. Špičkový výkon pro NRTM se může pohybovat kolem 200 m za měsíc, ovšem pouze v primárním ostění, takže následují další operace v podobě reprofilace, realizace hydroizolace, armování a až poté je tunel dokončen betonáží definitivního ostění. Je samozřejmé, že vše nejvíce ovlivňuje zastižená geologie, avšak i v tomto ohledu je na tom lépe technologie TBM, neboť z pohledu ražeb má v případě TBM změna geologie výrazně menší dopad. Pro výrobu tunelovacích strojů byla vybrána firma Herrenknecht, která celosvětově zaujímá čelní místo ve vývoji jejich produkce. Nasazeny byly dva nové zeminové štíty (typ EPB = Earth Pressure Balance), kde tlak horninového masivu na čelbě je eliminován protitlakem vytvářeným v komoře razicí hlavy stroje. Použité stroje mají průměr 6 m, délku vlastního štítu 8 m a délku závěsu 80 m. Základními komponenty stroje jsou: • rotační řezná hlava osazené soustavou valivých dlát a řezných nožů, • štít chránící strojovnu a obsluhu stroje, • strojovna, • erektor – zařízení pro ukládání jednotlivých segmentů ostění, • pásový dopravník rubaniny, • závěs – soustavy návěsů tažených za strojem. P R E FA B R I K O VA N É S E G M E N T O V É O S T Ě N Í T R AŤ O V Ý C H T U N E L Ů

Základní popis Využití prefabrikovaného segmentového ostění není nová myšlenka. Tento druh ostění byl u nás již v minulosti široce využíván při výstavbě metra a na dalších železničních i silničních tunelech. U traťových i staničních tunelů metra se využívaly nejprve ocelolitinové segmenty a následně pak betonové. Zásadním problémem, který prefabrikované ostění přinášelo, bylo těsnění tunelu proti účinkům tlakové vody. Těsnicí systémy byly nákladné (využívalo se např. olovo) a poněkud nespolehlivé. Nová generace segmentového ostění 36

❚

STRUCTURES

4

je charakteristická velmi vysokou přesností výroby prefabrikátů a systémovým osazováním těsnicích pásků přímo na vyrobené prefabrikáty. Geometrické odchylky jsou minimální, a proto těsnicí pásky vložené do speciálních drážek ve spárách ostění prvky kvalitně zatěsní proti účinkům tlakové vody. Volný prostor mezi vnějším povrchem ostění a výrubem se průběžně injektuje výplňovou injektážní směsí, čímž se minimalizuje negativní vliv ražby na deformace nadloží tunelu včetně povrchu. Návrhu systému ostění byla věnována velká péče a systém byl posuzován z mnoha hledisek. Ve světě se využívá řada různých systémů montovaného ostění, většina byla podrobně posouzena a zhodnocena. Snahou bylo navrhnout optimální řešení pro dané podmínky, ne pouhé okopírování jiného systému s rizikem chyb – jiné systémy totiž v některých ohledech nerespektují dostatečně požadavky kladené na pražské metro. Geometrie Ostění se skládá z jednotlivých prstenců (obr. 4). Délka prstence ve směru tunelu se volí v závislosti na směrovém a výškovém vedení trasy a na profilu tunelu. Traťové tunely trasy V. A mají profil přibližně 6 m (5,8 m je vnější průměr ostění), délka prstence je navržena 1,5 m. Prstenec je rozdělen na šest segmentů. Dělení segmentů v rámci prstence se volí tak, aby bylo možné s jednotlivými prvky dobře manipulovat. Prstenec ostění se buduje postupně po obvodě od osazení prvního segmentu s přikládáním dalších až po uza-

vírací segment klínového tvaru (klenák), který se vkládá ve směru podélné osy tunelu od stroje směrem k dokončenému ostění. Smontovaný prstenec se nejprve stabilizuje spojovacími šrouby, následně je poloha ostění zajištěna výplňovou injektáží ukládanou do prostoru mezi vnější povrch ostění a horninový masiv. Řešení směrových a výškových oblouků S ohledem na typizaci výroby není vhodné měnit tvar prstenců tak, aby ostění tunelu kopírovalo směrové a výškové oblouky. Všechny prstence mají shodný tvar a jsou zkosené (podstavy válce opsaného prstenci nejsou rovnoběžné). Přímé vedení tunelu se zajistí střídavým ukládáním prstenců v určitých směrech. Oblouky libovolného poloměru (většího než je minimum dané úklonem) lze aproximovat postupnou rotací prstenců kolem podélné osy tunelu tak, aby odchylky oproti teoretické trase byly minimální (obr. 5). Systém navržený pro metro A umožňuje zajistit vazbu mezi segmenty (obdobně jako u cihelného zdiva), tzn. eliminovat spojitou podélnou spáru. Zajištění vazby mezi segmenty zvyšuje tuhost ostění. Křížové stykování spár se považuje za rizikové z hlediska těsnosti styku izolačních pásků, a tedy vodotěsnosti celého tunelu. Vazba ostění na tunelovací štíty Během ražby je přítlak stroje zajištěn tlakem hydraulických lisů na instalované ostění za strojem. Normálové zatížení ostění je poměrně velké. Pokud nejsou návrhy ostění a stroje kompatibil-


❚

6/2012


❚

STRUCTURES

5 Obr. 4 Uspořádání segmentů v tunelu segments in tunnel

❚

Fig. 4

Arrangement of the

Obr. 5 Schéma kladení prstenců v přímém a obloukovém úseku Fig. 5 Scheme of ring layout in a straight and curved section Obr. 6 Příčný řez tunelem, rozmístění lisů stroje cross section, TBM rams layout

❚

Fig. 6

❚

Tunnel

6

ní, zatěžují se segmenty přítlakem stroje v libovolném místě, např. i přes podélnou spáru. Při návrhu ostění metra V. A bylo s ohledem na úsporu materiálu požadováno, aby zatížení lisy při ražbě působilo na segmenty vždy ve stejných místech nezávisle na rotaci prstenců. V tom případě je zapotřebí dodržet soulad počtu lisů na stroji s počtem spojovacích šroubů prstenců a členěním jednotlivých segmentů. Vzhledem k omezenému prostoru pro lisy při užití ostění o tloušťce 250 mm je výhodné využívat lisy menšího profilu uspořádané do skupin – dvojic. Během přípravy stavby bylo zvažováno několik systémů uspořádání a nakonec byl vybrán systém s pěti velkými segmenty a jedním malým klenákem (velikosti 1/3 standardního), se šestnácti skupinami lisů a úhlem rotace prstenců v násobku 22,5 ° (obr. 6). Systém umožňuje vazbu (střídání) podélných spár tak, aby žádná spára nebyla průběžná, a rovněž splňuje uvedená kritéria pro působení zatížení během ražby. Vzhledem k robustnosti konstrukce se považuje přítlak na již namontované segmenty pomocí lisů stroje za dostatečný ke stabilizaci segmentů v požadované poloze, dokud není celý prstenec smontován. Nedochází proto k jejich sesedání a rovněž není problematické následné vložení uzavíracího segmentu (klenáku), ani pokud je vkládán v dolní části ostění. Výroba segmentů Segmenty se vyrábějí ve specializované výrobně ukládáním betonu do masivních, velmi přesných forem, které zabezpečují geometrickou přesnost vý6/2012

❚

robků. Formy jsou vybaveny vložkami pro vytvoření nik pro hlavy šroubů a fixaci hmoždin. Výztuž se vkládá do forem jako předem vyrobený svařený armokoš. Uložený beton je vibrován příložnými vibrátory připevněnými na konstrukci formy. Výrobu je možné uspořádat dvěma systémy: • Stacionární typ – formy jsou ustaveny na místě a veškerý materiál je dopravován na jednotlivé pozice forem – rotuje dodávaný materiál a obsluha. • Karuselový typ – formy se pohybují na kolejnicích mezi jednotlivými pracovišti, součástí bývá i proteplovací komora, kde beton zraje – rotuje forma. V případě výroby segmentů pro metro V. A je užíván stacionární typ výroby, bez proteplování, odformování probíhá po 16 h. Na vybetonované segmenty se osazuje těsnění proti tlakové vodě. Těsnění je předem vyrobeno ve tvaru uzavřeného rámu, který přesně odpovídá rozměrům daného segmentu. Těsnění se navlékne a nalepí do drážky v betonu. Na jednu stranu segmentů na styčnou plochu mezi prstenci se nalepují sololitové desky, které zrovnoměrňují roznášení napětí mezi prstenci při přítlaku stroje. Vystrojené segmenty se ukládají na skládku, v našem případě horizontálně v poloze „U“, kdy mohou být plně vystrojeny. Po zatvrdnutí betonu jsou segmenty připraveny pro montáž ostění. Dimenzace ostění Během výstavby jsou betonové segmenty zatíženy různými typy zatíže-


ní, které můžeme rozdělit na dočasná a definitivní. Úsporný návrh ostění vychází z předpokladů, že pro dimenzi ostění jsou rozhodující definitivní zatížení – vliv horninového prostředí a zatížení definitivním provozem. Pro ostatní dočasná zatížení, jaká představují zejména manipulace a skladování, je vhodné navrhnout taková opatření, aby tyto vlivy nevyžadovaly zesílení prvků ani navýšení procenta vyztužení. Výjimkou je lokální normálové zatížení lisy při ražbě stroje, které je jedním z rozhodujících návrhových stavů. Testování segmentů Přestože byl vytvořen velmi podrobný materiálový i konstrukční numerický model betonového ostění, bylo přistoupeno k experimentálnímu ověření odezvy segmentu na zatížení během přítlaku stroje, kdy reálné segmenty plné velikosti byly zatěžovány ve zkušebním stroji. Výsledkem testu bylo potvrzeno, že trhliny, kterými může pronikat voda (na plnou tloušťku ostění), vznikají při zatížení cca 1,25krát vyšším, než je návrhové zatížení (maximální síla vyvoditelná na lisech). Zkouškami byla ověřena i mezní únosnost při totálním porušení (cca 3krát vyšší než návrhové zatížení). Výplňová injektáž za rubem ostění Volný prostor mezi rubem ostění a horninou je vyplňován injektážní hmotou (obr. 7). Hmota je vpravována za rub ostění během ražby, tedy při posunu stroje. Za ostěním se průběžně udržu37


❚

STRUCTURES Obr. 7 Schéma uspořádání výstavby ostění v prostoru štítu, 1 – štít, 2 – přítlačný lis posunující štít, 3 – montáž segmentů, 4 – montovaný prstenec, 5 – těsnicí kartáče nebo plechy, 6 – hotový prstenec, 7 – zpětná klapka, 8 – zainjektovaný prostor ❚ Fig. 7 Arrangement of lining construction in shield space, 1 – shield, 2 – press shifting the shield, 3 – assembly of segments, 4 – mounted ring, 5 – sealing brushes or metal sheets, 6 – finished ring, 7 – valve, 8 – grouted space

7

je injektážní tlak odpovídající tlaku horninového prostředí. Toto je další z efektů minimalizujících rozvolnění horniny, a tedy poklesy povrchu. Injektážní hmota je vháněna trubkami vedenými podél štítu za rub ostění. Není proto nutné injektovat skrz ostění, narušovat tak celistvost segmentů a vyvářet místa s nebezpečím průniku vody do tunelu. K injektáži existují dva základní typy materiálů: • Jednosložková injektážní hmota na bázi běžných cementových malt, kde jsou hlavními složkami kamenivo, cement, voda a přísady upravující tuhnutí; • Dvousložková injektážní hmota na bázi gelů, kde jsou hlavními složkami voda, cement, bentonit a gelovací přísada, která se přidává do směsi až v injektážní hlavici. Hlavními výhodami gelové injektáže jsou její snadná doprava do tunelu čerpáním v potrubí a rychlé gelování směsi, které vede ke snížení rizika rozplavení uložené směsi podzemní vodou. Rovněž dojde k úspoře času nutného k čištění a údržbě stroje, čímž se minimalizují ztrátové časy. Jelikož je značné množství vody ve směsi vázáno především gelovou strukturou, vznikly obavy z dlouhodobé objemové stability hmoty – zda nebude vázaná voda vlivem zatížení vytlačována do okolí. Dvousložková injektážní hmota byla dlouhodobě laboratorně zkoušena. Výsledky byly překvapivě příznivé, vzorky uložené v oedometru simulujícím skutečné prostředí se dotvarovaly jen minimálně. V Y U Ž I T Í D R ÁT K O B E T O N U P R O SEGMENTOVÉ OSTĚNÍ

Důvody pro využití drátkobetonu Dosavadní výstavbou traťových tunelů byla získána řada cenných praktických zkušeností. Určitou výzvou bylo využití nových materiálů, od nichž lze očekávat lepší vlastnosti pro dané požadavky a také snížení výrobních nákladů. Tímto materiálem je beton s rozptýle38

nou ocelovou výztuží. Cílem uvedeného vývoje bylo: • Zvládnout technologii výroby, zejména míchání betonové směsi s rovnoměrným rozdělením drátků. • Prověřit materiálové charakteristiky na prvcích reálné velikosti. • Sestavit odpovídající numerický model, který věrně a spolehlivě postihne odezvu materiálu na různá zatížení. • Vybudovat zkušební úsek, kde se prakticky ověří všechny obtížně definovatelné zatěžovací stavy, kterým jsou segmenty vystaveny od fáze výroby do fáze uložení do ostění. Zatěžovací zkoušky byly zpracovány v Kloknerově ústavu ČVUT v Praze, numerickou analýzou se zabývala firma Červenka Consulting. Segmenty jsou vystaveny řadě zatěžovacích stavů. Počínaje odformováním, přes manipulaci, dopravu, osazování, včetně významného stavu, kdy je smontovaný prstenec zatížený účinky stroje během ražby, až po zatížení horninovým prostředím, které přenáší dlouhodobě. Významným požadavkem na ostění je kritérium odolnosti proti pronikání tlakové vody. Lze tedy říci, že pro návrh jsou rozhodující kritéria 2. skupiny mezních stavů, zejména omezení šířky trhlin. Železobeton lze považovat za vynikající materiál zejména s ohledem na vysokou únosnost, kdy lze prvek poměrně snadno nadimenzovat uložením potřebného (i většího) množství výztuže. Beton však zůstává dále materiálem křehkým, který se již při relativně nízkých úrovních zatížení porušuje trhlinami, které výrazně snižují vodotěsnost prvku. Problematické jsou zejména trhliny procházející celou tloušťkou ostění. Naopak beton s ocelovou rozptýlenou výztuží (drátkobeton) má limitovanou únosnost, kdy do betonové směsi lze zamíchat jen určité množství drátků. Při správném promísení se drátky rozmístí rovnoměrně všesměrně. Tento materiál je tedy izotropní a oproti prostému betonu vykazuje větší duktilitu. Ukazuje se, že v mnohých případech

návrhu segmentového ostění jsou uvedené vlastnosti velmi přínosné a drátkobeton je vhodné použít i přes to, že s ním nelze dosáhnout tak vysoké mezní únosnosti. ZKOUŠKY BETONU S ROZPTÝLENOU VÝZTUŽÍ

Běžně a dlouhodobě se testují vzorky drátkobetonu na malých trámcích, kdy se zjišťuje zejména pevnost v tahu za ohybu. Uvedené zkoušky rovněž proběhly a byly zjištěny veškeré důležité materiálové charakteristiky včetně lomové energie. Tyto hodnoty se staly pokladem pro sofistikovaný materiálový model, který vystihuje nelineární chování materiálů včetně šíření trhlin (software ATENA). Jelikož zejména u drátkobetonu je odezva konstrukce na zatížení závislá na velikosti prvku, byly dále zkoušeny vzorky skutečné velikosti na základní způsoby namáhání, které charakterem odpovídají reálnému zatížení. Výsledky testů byly úspěšně predikovány numerickým modelem. Přestože jsou segmenty tunelového ostění vystaveny účinkům řady zatěžovacích stavů (např. manipulace, skladování, doprava, instalace, definitivní zatížení atd.), jsou v praxi zaváděna opatření, aby rozhodující pro dimenzování prefabrikátů byly jen některé z nich. Zásadním návrhovým zatížením je při-

Obr. 8 Schémata uspořádání zkoušek ❚ Fig. 8 Scheme of tests Obr. 9 Porušení drátkobetonového segmentu ohybem – uspořádání „klenba“ ❚ Fig. 9 Damage in fibre reinforced concrete segment loaded in bending arrangement „vault“ Obr. 10 Pracovní diagramy drátkobetonového segmentu namáhaného ohybem (uspořádání klenba) ❚ Fig. 10 Response (loaddeflection diagram) of the fibre reinforced concrete segments loaded in bending arrangement „vault“


❚

6/2012


❚

STRUCTURES

8

rozeně zatížení horninovým masivem, které působí po celou dobu životnosti konstrukce. Dalším významným zatěžovacím faktorem je přítlak tunelovacího štítu, který je zatlačován do horninového masivu pomocí hydraulických lisů zapřených o již smontované prstence ostění. Jedná se sice o dočasný stavební stav a krátkodobé zatížení, které by z hlediska co nejúspornějšího návrhu nemělo být podstatné, ale vzhledem k požadovaným vysokým hodnotám přítlačné síly stroje (závisí na očekávané geologii) hraje daný zatěžovací stav často rozhodující roli při návrhu segmentů. V dané souvislosti je však třeba posuzovat technologii TBM jako celek, kdy potřebná vyšší únosnost ostění je kompenzována řadou výhod razicí technologie. Pro simulaci rozhodujících návrhových stavů byly navrženy tři typy zkoušek (označené A, B, C – obr. 8). Podružná návrhová zatížení, která lze mnohdy jen obtížně definovat a tedy modelovat, byla ověřena reálným odzkoušením na zkušebním úseku délky 15 m, který byl na trase V. A realizován. V dalším jsou podrobně popsány postupy jednotlivých experimentů. Srovnatelné výsledky byly dosaženy i numerickou analýzou, čímž byla potvrzena dobrá shoda numerických modelů s realitou.

9

6/2012

Simulace zatížení horninovým masivem (uspořádání zkoušky A) Při dané zkoušce byly segmenty zkoušeny v ohybu kolmo na rovinu segmentu, zkouška simulovala namáhání ohybovými momenty při manipulaci, dopravě, skladování a při zatížení tlakem horninového masivu. Segmenty byly položeny zakřivenou částí nahoru, spodní hrany byly podloženy kluznými podporami, které umožňovaly vodorovný pohyb a zabraňovaly svislému pohybu. Zatížení na segmenty vyvolávalo řízenou svislou deformaci po celé délce vrcholu klenby. Tzn. že zatěžovací síla vnášená hydraulickým válcem byla upravována tak, aby deformace na pístu zatěžovacího lisu byla postupně rovnoměrně zvyšována. Zatěžovací síla tedy nejprve rostla a po vzniku trhlin byla snižována až do vyčerpání kapacity, tj. okamžiku rozlomení (obr. 9). Celý sofostikovaný systém byl řízen počítačem se speciálním softwarem. Nespornou výhodou zatěžování „řízenou deformací“ bylo získání celého pracovního diagramu včetně sestupné větve (obr. 10). K ukončení zkoušky bylo přistoupeno teprve tehdy, když prvek neunesl svoji vlastní tíhu. Před dosažením maximální zatěžovací síly se v pásu proměnné šířky na spodní ploše segmentu začaly objevovat drobné trhliny, které se postupně rozvíjely a následně se lokalizovaly

do jediné trhliny. Ta se postupně rozevírala, čemuž odpovídal příslušný pokles zatěžovací síly. Během rozvírání trhliny bylo možné přímo v trhlině sledovat postupné vytahování drátků. Bylo zaznamenáno typické šíření trhlin v betonu s rozptýlenou výztuží, kdy se v těsném okolí nejvíce namáhaného průřezu vytváří řada velmi tenkých trhlin, z nichž se jedna později propaguje dále. Rovněž je zajímavé, že nevyšší a nejnižší únosnosti bylo dosaženo na vzorcích vyztužených 50 kg/m3, zatímco vzorky vyztužené 40 kg/m3 vykazují podobnou únosnost. Hodnoty byly získány vždy jen na dvou vzorcích, nelze je proto považovat za statisticky průkazné. Přesto se nabízí vysvětlení, že beton s množstvím 50 kg/m3 drátků je již obtížněji mísitelný, lze tedy obtížněji zajistit rovnoměrné rozptýlení drátků, a proto dochází k většímu rozptylu v únosnosti. V případě realizovaných zkoušek byl zřejmě testován jeden segment s velmi vhodným a druhý s velmi nevhodným rozptýlením drátků. Záměrně je použit termín vhodný místo rovnoměrný. Vysoká únosnost může být dána soustředěním drátků při dolním povrchu prvku – tedy v tažené oblasti. To může být způsobeno např. intenzivní vibrací. Nejedná se tedy o jev veskrze příznivý, neboť lze usuzovat, že naopak únosnost při opačném směru namáhání (tah

10

❚


39


11

❚

STRUCTURES

12

v horní části prvku) bude úměrně snížena. Ve skutečnosti mohou být segmenty namáhány oběma způsoby. Simulace zatížení axiálními lisy štítu – ideální stav (uspořádání zkoušky B) Zatížení segmentů prostým tlakem Na rozdíl od předchozí zkoušky byl segment zatěžován ve svislé poloze, a proto byl dobře pozorovatelný vznik trhlin na vnitřním i vnějším líci segmentu. První trhliny se lokalizují na vnitřním povrchu nad nikou pro šroub. Dále se trhliny šíří nikou většinou podél jedné hrany. Je evidentní, že oslabení nikou působí nepříznivě a vede k lokalizaci napětí do hran. Lze tedy konstatovat, že hranatý tvar nik je nevhodný, oblý tvar by byl vhodnější. Během dalšího zatěžování se trhliny rozvíjely směrem dolů v jednom nebo více pásech pod nikou, nebo mírně stranou. Postupně se všechny trhliny rozevíraly, teprve poté se výrazně lokalizovala jedna z nich, kde následně nastalo rozštípnutí prvku příčnými tahy. Zatížení v prostém tlaku dvěma břemeny Uspořádání zkoušky bylo obdobné jako v předchozím případě, proto byl obdobný i charakter porušení. Zásadní výhodou této zkoušky byla možnost sledování namáhání segmentu v prostoru mezi zatěžovanými místy. Pro tento prostor byl charakteristický vznik tahových namáhání. Trhliny (nejčastěji jedna malá trhlina) se v této části objevily v raných fázích zatěžování. S rostoucím zatížením se již trhli40

na nerozevírala, omezovala se výhradně na okraj segmentu a rovněž nebyla významná pro snížení únosnosti prvku. Vznik trhliny mezi zatěžovacími místy byl pouze lokální záležitostí a to přesto, že tato trhlina vznikala jako jedna z prvních. Další rozvoj trhlin byl prakticky identický s případem, kdy bylo zatěžováno jen jedno místo, pouze probíhal téměř paralelně pod oběma zatěžovacími místy. Zkouška končila možnostmi zatěžovacího stroje, který vyvine celkové zatížení do 9 MN, tedy na jedno zatěžovací místo připadala maximální síla 4,5 MN, což je nižší hodnota oproti únosnosti segmentu. Srovnávací zkoušky železobetonových segmentů zatížených v prostém tlaku Zkoušky byly uspořádány identicky jako v případech drátkobetonových segmentů. Hodnoty zatížení při vzniku trhlin procházejících celou tloušťkou prvku jsou u železobetonových i drátkobetonových segmentů téměř shodné. Rovněž únosnost klasického železobetonového segmentu je srovnatelná s drátkobetonovým, nicméně způsob porušení je zcela odlišný (obr. 11 a 12). Železobetonový segment byl ve všech dosud testovaných případech porušen v ploše rovnoběžné se střednicovou plochou. Došlo tedy k delaminaci materiálu, kdy se při vyčerpání únosnosti oddělila krycí vrstva a uvnitř prvku vzniklo jádro betonu sevřeného výztuží. Při krytí výztuže 50 mm a tloušťce segmentu 250 mm mělo jádro tloušťku pouhých 150 mm.

Simulace zatížení axiálními lisy štítu – nerovnoměrné uložení segmentu (uspořádání zkoušky C) V daném případě bylo zkoušeno zatížení segmentů ohybem v rovině segmentu. Tento typ zkoušek je charakteristický nízkými hodnotami sil, při nichž začaly vznikat trhliny. Trhliny se lokalizovaly v prostoru nad nikou pro šroub a šířily se dále směrem dolů. U segmentů vyrobených z drátkobetonu bylo možné pozorovat vznik řady nepatrných trhlin, z nichž se jedna postupně rozevírala a následně došlo ke ztrátě únosnosti (obr. 13). Železobetonové segmenty byly porušeny odlišně, vznikla jedna trhlina, která se rozevírala a začala se větvit teprve při dosažení vysokého zatížení. Meze únosnosti nebylo dosaženo, avšak takto zatížený prvek by s ohledem na rozevření trhlin byl v prstenci ostění zcela nevyhovující. Charakter odezvy na zatížení byl u zkoušených materiálů zcela odlišný, ovšem z hlediska použitelnosti lze považovat materiály za srovnatelné. Obecně lze v případě obou materiálů konstatovat, že segmenty jsou křehké a náchylné na porušení již při nízkých silách. Vznik trhlin při 300 kN a propagace trhlin na plnou tloušťku segmentu při 500 kN znamená v porovnání s návrhovým zatížením 2 400 kN značné problémy použitelnosti segmentů. Tomu odpovídá deformace (průhyb ohýbaného prvku) cca 1 mm při vzniku trhlin a cca 2 mm při vzniku trhlin na plnou tloušťku prvku, což jsou hodnoty velmi nízké. Průhyb na mezi únosnosti drátkobetonových prvků se pohyboval ko-


❚

6/2012


13 Obr. 11 Porušení drátkobetonového segmentu tlakem ❚ Fig. 11 Damage in fibre reinforced concrete segment loaded in compression Obr. 12 Porušení železobetonového segmentu tlakem ❚ Fig. 12 Damage of reinforced concrete segment loaded in compression Obr. 13 Porušení drátkobetonového segmentu ohybem ❚ Fig. 13 Damage in fibre reinforced concrete segment loaded in bending

lem 6 mm. Tuhost ostění jako podpory pro přítlak stroje je poměrně nízká, neboť se mohou dotlačovat spoje těsněné gumovými pásky. Z výsledků experimentu vyplývá, že rozdíl v poloze (zatlačení) dvou sousedních segmentů 1 až 2 mm znamená tedy značné riziko vzniku trhliny v segmentu, která při propagaci na celou tloušťku segmentu může ovlivnit vodonepropustnost ostění. Během ražby je proto nezbytné zajistit rovnoměrné podepření zatěžovaných segmentů, což znamená co nejpřesnější instalaci ostění, aby nedošlo ke vzniku trhlin. Uvedený faktor by měl být také zohledněn při návrhu uspořádání segmentů, které může být v porovnání s posuzovaným uspořádáním výhodnější. N U M E R I C K Á A N A LÝ Z A SEGMENTŮ

Modely tunelových segmentů zkoušených v Kloknerově ústavu ČVUT byly souběžně analyzovány metodou konečných prvků s využitím nelineárních materiálových modelů betonu, výztuže a drátkobetonu. Pro numerickou simulaci odezvy a porušování segmentů podrobených různým typům zatížení dle výše uvedených schémat byl použit komerční software ATENA. 6/2012

❚

Nelineární numerická analýza modelu segmentu umožňuje podrobně sledovat porušování zkoumaného vzorku, zejména vznik a rozvoj tahových trhlin, stanovit jeho únosnost, duktilitu a další jevy během procesu zatěžování, a zachytí rovněž pokritické chování modelu po překročení mezního zatížení. Přitom je možno průběžně vyhodnocovat řadu charakteristik modelu, jako jsou pole hlavních napětí či přetvoření v betonu nebo drátkobetonu, šířky trhlin, plastické protažení výztuže apod. Takové podrobné sledování odezvy zkoušeného dílce je v reálném experimentu prakticky neuskutečnitelné. Analyzovány byly tunelové segmenty zhotovené jak z klasického železobetonu, tak i z drátkobetonu s různým obsahem drátků. Mechanické vlastnosti betonu a drátkobetonu byly získány z doprovodných materiálových zkoušek, u drátkobetonu zčásti zpětnou identifikací z výsledků zkoušek drátkobetonových trámců ve čtyřbodovém ohybu. Numerická analýza a její výsledky byly v souvislosti s realizovaným experimentálním programem využity v několika souvislostech: • Bylo ověřeno, že materiálové charakteristiky drátkobetonu získané z doprovodných zkoušek umožňují dobře vystihnout chování konstrukčních dílců vyrobených z drátkobetonu. • Při dosažení velmi dobré shody numerické analýzy s provedenými experimenty bylo možné na numerickém modelu podrobněji sledovat odezvu chování těles a materiálu, zejména ve fázi jeho poškozování. • Na modelech bylo možno vzájemně porovnat chování a charakter porušování segmentů vyrobených z klasického železobetonu a z drátkobetonu, případně vliv množství přidaných ocelových drátků. • Složitější experimenty (uspořádání zkoušky C) byly nejprve simulovány na numerickém modelu, aby se předem stanovily potřebné charakteristiky (tuhosti, zatěžovací kapacita) zatěžovacího mechanizmu a uložení tělesa. Na obr. 14 až 17 jsou prezentovány numerické modely pro jednotlivé varianty uspořádání zatěžovacích zkoušek, získané odezvy modelů (zatěžovací křivky), a způsoby porušení modelu segmentu – obrazy a šířky trhlin při porušení. Porovnání s výsledky experimentů ukazuje vynikající shodu numerické simulace se skutečností.


❚

STRUCTURES

Z ÁV Ě RY

Využití moderní technologie ražby TBM poprvé v ČR bylo pro společnost Metrostav, a. s. výzvou. Příprava a aplikace jednotlivých dílčích technologií vyžadovala komplexní náhled na problematiku se zhodnocením širokého spektra vlivů. Technologii plnoprofilové ražby TBM pro výstavbu traťových tunelů metra lze považovat za velký přínos zejména díky významnému zvýšení bezpečnosti ražeb a rovněž minimalizaci rozvolnění horninového prostředí, čímž se výrazně sníží sedání povrchu. Velmi rozličná geologická struktura zájmové lokality vedla k návrhu univerzálních strojů, které zvládají ražbu jak v měkkých zeminách, tak i v horninách. Rovněž podmínky pro montáž a demontáž stroje ve stísněném podzemí jsou omezením určeným projektem. Kromě vlastního stroje byl věnován důraz na řešení logistiky – odvoz rubaniny a zásobování stroje, kde rovněž existuje několik přístupů a výběr nejvhodnějšího je ovlivněn řadou faktorů. Prefabrikované segmentové ostění nové generace přináší řadu technologických problémů, které bylo třeba vyřešit. Nebylo efektivní pouze kopírovat zkušenosti ze států, kde je tento způsob výstavby již rozšířen, ale bylo potřebné technologii přizpůsobit našim podmínkám. Ať už se jedná o specifické podmínky horninového prostředí, nebo i výrobní možnosti v naší ekonomice. Problematika byla řešena velmi široce a veškeré možnosti byly pečlivě zvažovány a ověřovány. Pečlivá předvýrobní příprava byla zúročena doposud úspěšnou realizací výstavby provedených traťových tunelů. I přes úspěch dosavadního řešení bylo ostění nadále optimalizováno směrem k využití drátkobetonu. V souvislosti s tím byl realizován komplex experimentů na reálných prvcích doplněných podrobnou numerickou analýzou. Provedené zkoušky tunelových segmentů byly modelovány nelineárním programem MKP ATENA. Bylo podrobně sledováno a vyhodnocováno zejména porušování modelů segmentů a jejich únosnost; porovnání s výsledky experimentů ukazuje vynikající shodu. Nelineární numerická simulace se ukázala být účinným a vhodným nástrojem pro analýzu tunelových segmentů vyrobených z klasického železobetonu i drátkobetonu; zejména se prokázala ideální kombinace reálných 41


❚

STRUCTURES Obr. 14 Zatěžovací diagramy experimentů v porovnání s 2D a 3D modelem segmentu, zkouška v ohybu – „klenba“, drátkobetonový segment ❚ Fig. 14 Load–deflection diagrams of experiments compared with 2D and 3D model in the bending test „vault“, fibre reinforced concrete segment Obr. 15 Lokalizace trhlin při experimentu a počítačové simulaci, zkouška v ohybu – „klenba“, drátkobetonový segment ❚ Fig. 15 Localization of cracks in experiment and in computer simulation, bending test – „vault“, fibre reinforced concrete segment Obr. 16 Železobetonová varianta: porovnání obrazu trhlin zjištěného destruktivní zkouškou v KÚ a numerickou simulací v programu ATENA 3D ❚ Fig. 16 Reinforced concrete variant: comparison of cracks pattern detected in the destructive test in lab and in the numerical simulation by ATENA 3D software

14

Obr. 17 Vypočtené pracovní diagramy v porovnání s experimentálně zjištěnou únosností pro železobetonový a drátkobetono vý segment – uspořádání „příčný ohyb“ ❚ Fig. 17 Calculated LD diagrams compared with experimentally determined load carrying capacity of the classically reinforced and fibre reinforced concrete segment – arrangement „lateral bending“

15

a numerických experimentů pro posouzení poměrně složité konstrukce namáhané různými typy zatížení. Rozsáhlý výzkum problematiky drátkobetonového ostění byl završen výstavbou zkušebního úseku tunelu metra délky 15 m, na kterém byly nainstalovány drátkobetonové segmenty v reálných podmínkách. Uvedené výsledky byly zčásti získány s finanční podporou z prostředků GAČR v rámci projektů 104/10/2023 „Vývoj a ověření vlastností vláknobetonu splňujícího současné požadavky pro prefabrikovaná ostění dopravních tunelů“ a 105/10/1156 „COMOCOS – Komplexní modelování.

16 Dr. Ing. Petr Vítek e-mail: [email protected] Ing. Boris Šebesta e-mail: [email protected] oba: Metrostav, a. s. Na Zatlance 13, 150 00 Praha 5 Doc. Ing. Matouš Hilar, PhD. Stavební fakulta ČVUT v Praze e-mail: [email protected] a 3G Consulting Engineers, s. r. o. e-mail: [email protected] Ing. Radomír Pukl, CSc. Červenka Consulting Na Hřebenkách 55, 155 00Praha 5

17

e-mail: [email protected]

42


❚

6/2012

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

BETONÁŘSKÉ DNY 2012 Ve dnech 21. a 22. listopadu t. r. se již tradičně v Kongresovém centru Aldis v Hradci Králové uskutečnila 19. konference s mezinárodní účastí Betonářské dny 2012. V předvečer konference se konal společenský večer v reprezentačních prostorách královéhradecké Radnice na Velkém náměstí, na kterém byly předány ceny vítězům vyhlášených soutěží. Přehled všech oceněných v tab 1. Novým čestným členem ČBS ČSSI byl jmenován ředitel útvaru rozvoje pro strategický rozvoj společnosti SMP CZ, a. s., Ing. Vladimír Brejcha. Během úvodního zahajovacího bloku konference zazněly vyzvané přednášky Dr. Jacqua Resplendino „Ultra-High Performance Concretes – recent realizations and research programs on UHPFRC bridges in France“ a pana Prof. Jana Biliszuczuka „Concrete bridges in Poland – State of the art“. Poté následovaly přednášky vítězů soutěže Vynikající dizertační práce Ing. Roberta Coufala, Ph.D., „Trvanlivost betonu pro dopravní stavby“ a Ing. Ladislava Řoutila, Ph.D., „Aspekty určení lomových pa-

rametrů pokročilých cementových kompozitů pro modelování odezvy kvazikřehkých stavebních prvků“. Odborný program konference byl rozdělen do sekcí Budovy, Mosty, tunely a betonové vozovky, Modelování a navrhování, Výzkum a technologie a Rekonstrukce, přednášky probíhaly po oba dny paralelně ve dvou sálech. Součástí konference byla výstava „Beton 2012“ firem působících na trhu betonového stavebnictví a již tradičně i výstava odborných posterů v prostorách KC Aldis. V příštím roce se uskuteční jubilejní 20. Betonářské dny. V průběhu celého roku proběhne řada akcí, včetně vydání speciální přílohy 20 let ČBS, která bude součástí pátého čísla časopisu Beton TKS.

RSTAB

RFEM

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

RSTAB 7 Program pro výpočet prutových konstrukcí

Obr. 1 Bc. Jana Labudková při přejímání ocenění Vynikající bakalářská práce v kategorii Budovy z rukou Doc. Kolíska a Prof. Filla Obr. 2 Nový čestný člen ČBS ČSSI Ing. Vladimír Brejcha, spolu s Ing. Šrůmou a Doc. Kolískem

RFEM Program pro výpočet prostorových konstrukcí metodou konečných prvků

Diplomová práce

Bakalářská práce

1

2

Název práce Tvorba výpočetního programu pro analýzu kruhových a mezikruhových železobetonových desek Únosnost spřažených ocelobetonových sloupů Příklad aplikace UHPC

Kat.

Vyhodnocení

Autor

A

Titul „Vynikající bakalářská práce“

Bc. Jana Labudková, VŠB Ostrava, FAST

A

„Zvláštní cena poroty“

Bc. Přemysl Pařenica, VŠB Ostrava, FAST

B

Titul „Vynikající bakalářská práce“ Titul „Vynikající bakalářská práce“

C


Bc. Jiří Vašíček, ČVUT Praha, FAST

C


Bc. Tomáš Vašek, VUT Brno, FAST

Bytový dům Dolní Břežany

A

Titul „Vynikající diplomová práce“ „Zvláštní cena poroty“

Různé národní přílohy Cena programu již od 33 450 Kč

Bc. Štěpán Kohoutek, ČVUT Praha, FAST

Technologie výroby provzdušněného betonu v laboratorních podmínkách Vliv barevného pigmentu na vlastnosti pohledového betonu Vliv elektrárenských popílků na trvanlivost betonu

C

Podpora nových evropských norem

Česká verze včetně manuálů

Bc. Radka Vaňková, ČVUT Praha, FAST

Bezplatná B ezpllattná á st studentská tudent d tská ká verze Demoverze zdarma ke stažení

Ing. Tomáš Černý, ČVUT Praha, FAST

Dizertační práce

Visutá lávka přes Labe B Ing. Petr Gregor, VUT Brno, FAST Experimentální analýza odezvy B „Zvláštní cena poroty“ Ing. Martin Petřík, ČVUT Praha, FAST konstrukcí na seismické zatížení Použití vláknobetonových segmentů Titul „Vynikající C Ing. Václav Ráček, ČVUT Praha, FAST pro ostění tunelů diplomová práce“ Trvanlivost betonu pro dopravní A „Čestné uznání“ Ing. Robert Coufal, Ph.D., ČVUT Praha, FAST stavby Aspekty určení lomových parametrů pokročilých cementových kompozitů Titul „Vynikající B Ing. Ladislav Řoutil, Ph.D., VUT Brno, FAST pro modelování odezvy kvazikřehkých dizertační práce“ stavebních prvků Pozn.: Kategorie A - Budovy, B - Inženýrské konstrukce, C - Technologie betonu

6/2012

❚


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

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

43

23.3.2011


❚

STRUCTURES

1a

1b

1c

1d

LADRONKA – PARK A PODCHOD SUBWAY Článek popisuje návrh a výstavbu malého tunelu pro pěší a cyklisty pod rušnou komunikací. Pro projíždějící řidiče zcela skrytá stavba umožnila významné rozšíření areálu volného času v oblasti zatížené automobilovou dopravou u křižovatky Vypich v Praze 6.

❚ The

article describes design and construction of a small tunnel for pedestrians and cyclists under a busy road. The construction, hidden entirely from the trespassing drivers, enabled significant expansion of a leisure time compound in a busy area at the Vypich intersection in Prague 6.

Areál volného času Ladronka se nachází v břevnovském parku mezi Vypichem a Strahovem. Na západní straně je spojen podchodem pod Kukulovou ulicí s parkem a velkým parkovištěm před KC Vypich. Na straně východní nabízí pokračování do petřínských parků a zahrad a dolů do Kinského zahrady. První etapa revitalizace parku byla dokončena v roce 2006 a druhá v červenci 2010. Areál, dnes ve směru východ–západ cca 3 km dlouhý, je využíván veřejností k sportovně rekreačním účelům. Usedlost Ladronka se sta44

❚

LADRONKA – PARK AND

la centrem služeb a zázemím pro řadu volnočasových aktivit. Realizace podchodu pod Kukulovou ulicí umožnila rozšíření areálu volného času Ladronka až k centru KC Vypich. V podchodu je asfaltový povrch a je zde oddělena zóna pro průjezd in-line bruslařů a cyklistů a zóna pro pěší v okrové barvě mlatu. Podchod je navržen jako betonová „skořápka“ oblých tvarů s povrchem z pohledového betonu, která je zasazena do přírodních zelených svahů. Skořápka podchodu se při pohledu dovnitř v příčném řezu plynule rozevírá a rozšiřuje směrem nahoru šikmou stěnou, která obloukem přechází do křivky stropu. Tento nahoru se rozšiřující tvar podchodu umožňuje volný pohyb těla bruslaře při využití celé vnitřní půdorysné plochy. Efekt oblého tvaru je podpořen použitím zemních svítidel, která vrhají na stěny a část stropu podchodu světelné kužele v pravidelném rastru 3 m. Pro nezkušené bruslaře jsou na straně ke KC Vypich, kvůli prudšímu sklonu, navrženy široké jezdecké schody s madlem pro bezpečnější zdolání klesání.

KONSTRUKCE PODCHODU

Nosnou konstrukci tvoří uzavřený železobetonový rám, který má v příčném směru povrch vnitřních ploch zakřivený, plochy vnější jsou pak rovinné. Konstrukce je uložena ve stejném sklonu jako komunikace, tj. 3 %. V příčném směru má komunikace procházející podchodem sklon 2 % vpravo. Vnější šířka konstrukce je 7 m, výška 4,355 m, délka je 38,5 m. Vnitřní šířka podchodu je v úrovni dolní desky 5,233 m, maximální šířka je pak 5,987 m. Vnitřní výška konstrukce je v ose 3,305 m. Tloušťka horní příčle je 0,55 m, dolní příčle 0,5 m. Tloušťka stěn je min. 0,506 mm. Tloušťka vystupujících, zakřivených částí podchodu u obou portálů je 250 mm. Horní povrchy horní i dolní příčle jsou v příčném sklonu 2 %. Beton byl proveden na střechovitě upraveném terénu. Železobetonový tubus podchodu je vybudován z betonu C30/37 XF3, výztuž je z oceli 10 505 (R). Tubus byl vybetonován na vrstvě podkladního betonu C25/30 XF3 o tloušťce min. 100 mm. Beton je vyztužen sítí s oky 100 x 100 mm a o tloušťce drátu 5 mm.


❚

6/2012

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E Obr. 1 Postup výstavby podchodu v otevřené stavební jámě (archív ateliéru Šafer Hájek Architekti), a až d ❚ Fig. 1a–d Process of construction of the subway in the open construction pit (Šafer Hájek Architekti archive) Obr. 2 Fig. 2

Dokončený podchod se sadovou úpravou přilehlého terénu (Filip Šlapal) ❚ Completed subway with park finishing of the surrounding terrain (Filip Šlapal)

❚

STRUCTURES

ploch. Hrany konstrukce mají zkosení 20 x 20 mm. Portály podchodu byly obsypány zeminou ve sklonu 1 : 1. Aby se zemina v tomto sklonu udržela, byly dle potřeby použity zatravňovací textilie, nebo mříže a svahy byly vhodně sadovnicky upraveny. Z ÁV Ě R

Poutní cesta z pražské Lorety do kláštera v Hájku prochází územím Prahy 6 a pokračuje na území okresu Praha-západ. Z původních dvaceti kaplí se do dnešního dne zachovalo jen jedenáct celých a jedna polorozbořená. Historická trasa poutní cesty byla postupem doby „převálcována“ a na některých místech již vůbec neexistuje. V území nového areálu na Ladronce se nachází jedna, dnes již rekonstruovaná kaple. Poutní cesta je zde částečně obnovena v původní stopě, částečně navržena v nové stopě s novou stromovou alejí. Kukulovu ulici překonává poutní cesta popsaným podchodem a v areálu KC Vypich se vrací do původní stopy. Investor

2

Jmenovitá šířka průchozího prostoru je 5 m a výška 2,5 m. Tubus podchodu a přechodové desky jsou v podélném směru na shodných místech děleny na šest dilatačních částí, přičemž v místech portálů podchodu vystupují z terénu koncové zešikmené části konstrukce, které mají i vnější plochu zakřivenou. Dilatační spáry mezi jednotlivými částmi jsou utěsněné. Na konstrukci podchodu byly pod

6/2012

❚

vlastní silniční komunikací uloženy přechodové desky o tloušťce 350 mm. Bednění vnitřních a vnějších viditelných částí bylo provedeno tak, aby výsledný povrch betonu měl kvalitu srovnatelnou s povrchem betonových konstrukcí, zhotovených v přesných kovových formách. Musely být bezpodmínečně zachovány přesné rozměry a předepsané zakřivení jednotlivých


Autoři návrhu Projekt Dodavatel Realizace

Městská část Praha 6 Šafer Hájek Architekti, s. r. o., Ing. arch. O. Hájek, Ing. arch. T. Pavlík, Ing. arch. L. Fecsu, Ing. arch. J. Koníř, Ing. arch. J. Šafer AED project, a. s., Ing. A. Marek, Ing. K. Chlupáč Podzimek a synové, s. r. o., a Metrostav, a. s., (ve sdružení) dokončeno 2010

Redakce časopisu děkuje architektonickému ateliéru Šafer Hájek Architekti, s. r. o., a AED Project, a. s., za podklady poskytnuté k přípravě článku.

45


❚

STRUCTURES

ZAJÍMAVÁ TECHNICKÁ ŘEŠENÍ VÝSTAVBY TUNELŮ NA PŘÍKLADECH ZE ZAHRANIČNÍ PRAXE ❚ FOREIGN INTERESTING TECHNICAL SOLUTIONS OF THE TUNNEL CONSTRUCTIONS ABROAD Libor Mařík Použití betonu při výstavbě podzemních staveb

ROZŠÍŘENÍ ŽELEZNIČNÍCH TUNELŮ BEZ PŘERUŠENÍ PROVOZU

má svou nezastupitelnou úlohu jak při zajištění dočasné či trvalé stability podzemního díla, tak při využití pro speciální účely. Provádění betonových konstrukcí v podzemí je zpravidla spojeno se složitými podmínkami aplikace a technologický postup práce je neoddělitelně spjat s použitou metodou tunelovaní. Příspěvek nabízí pohled do světa podzemních staveb ve třech rovinách. První se zabývá originální technologií rozšíření (zvětšení profilu) starého železničního tunelu bez přerušení provozu, druhá ukazuje možnost využití prefabrikovaného tunelového ostění (precast lining) pro získávání geotermální energie z horninového masivu při ražbě tunelu pomocí tunelovacího stroje (tunnel boring machine) a třetí dává nahlédnout do světa ražení tunelů v extrémních podmínkách bobtnavých hornin pomocí konvenčního tunelování. Popisuje nutná doprovodná opatření pro zajištění stability díla a udržení celistvosti betonového ostění, které musí vzdorovat horninovému tlaku. Článek je napsán na základě zahraničních materiálů uvedených v literatuře a na základě informací získaných při návštěvě autora na zahraničních stavbách. ❚ Using concrete in underground constructions is irreplaceable not only to ensure temporary or permanent stability of the underground construction, but also when utilized for specific purposes. Realizing concrete constructions

underground

is

connected

with difficult application conditions and the technological processes are inseparably bound with the boring method used. This article offers three insights into the world of underground constructions. The first one shows a very original method by widening technology (widening the profile) of an old railway tunnel without disturbance to the surface transportation, the second one shows possibilities how to utilize the precast tunnel lining to gain geothermal energy from the massive rock when excavating tunnels using TBM and the third one looks in the world of tunnel excavating in extreme conditions of swelling rocks with the aid of conventional tunel construction methods. It describes all necessary back-up measurments to ensure stability of the construction and maintaining

Základní informace Obdobně jako v České republice tvoří základ železniční infrastruktury v SRN tratě, jejichž parametry odpovídají požadavkům na trasování v 19. století. Německé spolkové dráhy provozují 380 železničních tunelů, které stářím i průřezovými parametry odpovídají době výstavby. Dvoukolejné železniční tunely z tohoto období mají osovou vzdálenost kolejí 3,5 m, světlou plochu 40 až 55 m2 a jejich elektrifikace je při zachování původního ostění možná pouze za cenu prohlubování počvy tunelu a za použití speciálních konstrukcí pro uchycení trakčního vedení. Minimálního zvětšení profilu lze dosáhnout lokální výměnou původní kamenné obezdívky za stříkaný beton. To ale neumožňuje zvětšit osovou vzdálenost kolejí na požadované 4 m. Rozšiřování tunelu za provozu klasickými metodami je vázáno na noční výluky délky 5 až 6 h. Pracovní cykly a technologické postupy je nutno přizpůsobit etapovosti výstavby v krátkých výlukách, což vede k vysokým nákladům spojeným s neefektivním vytížením stavebních strojů i vysokému podílu neproduktivní práce stavebního personálu. Předmětný úsek se nachází na hustě provozované trati mezi městy Bingen nad Rýnem a Saarbrückenem, a je vytížen od časných ranních až do pozdních nočních hodin. Jeho součástí jsou více než 140 let staré dvoukolejné tunely Jähroder a Mausenmühlen. Vzhledem k vysoké frekvenci železniční dopravy by náhrada autobusovou dopravou nebyla hospodárná. Proto byla na jejich rozšíření bez přerušení provozu vyvinuta speciální metoda, která se dá využít v obdobných podmínkách i při rekonstrukci dalších, z provozního hlediska nevyhovujících, starých tunelů.

unity of the concrete lining which must resist the pressure of rocks. The article was written on the base of information published in the foreign literature and on the base of author´s experience from the visit of the tunnel constructions abroad.

46

Princip nového způsobu výstavby „tunel v tunelu“ Aby bylo možné použít nový způsob výstavby bez dlouhodobého přerušení provozu na stávající trati, bylo nut-

Obr. 1 Základ a kolejnice pro pojezd razícího tunelového portálu a bednícího vozu ❚ Fig, 1 Foundation and rail for advancing a tunnel boring portal and a formwork carriage Obr. 2 Průjezdný prostor (gabarit) pod razícím tunelovým portálem ❚ Fig. 2 Passing clearance (gabarit) under a tunnel boring portal Obr. 3 Smontovaný razící portál ❚ Fig. 3 Completed tunnel boring portal Obr. 4 Razící portál před tunelem ❚ Fig. 4 Tunnel boring portal in front of a tunnel Obr. 5 Montážní vůz v tunelu ❚ Fig. 5 Assembling vehicle in the tunnel

né provést přeložení kolejí a v úsecích před portály i ve vlastním tunelu nahradit dvoukolejný provoz jednokolejným s umístěním koleje ve středu tunelu. Tím vznikl na bocích tunelu dostatečný prostor pro práce na rozšíření tunelu. Včasná úprava jízdního řádu, která zohledňovala lokální zjednokolejnění tratě, vedla k minimalizaci omezení pro cestující. Z hlediska provozování železnice představovala nová technologie výstavby vývoj stacionární ochranné skruže na portálech tunelu a pohyblivé skruže, která umožnila rozšíření tunelu za provozu. Pro vlaky průjezdná pohyblivá konstrukce, která pojížděla tunelem po vlastních kolejích (obr. 1), umožnila provádění veškerých prací souvisejících s rozšířením tunelu. Jednalo se o tyto činnosti: • demontáž stávajícího kamenného ostění tunelu; • odstranění zakládky za ostěním; • rozšíření tunelu bagrováním, dlátováním nebo pomocí trhacích prací; • montáž výztuže primárního ostění; • nástřik betonu primárního ostění; • vrtání a instalace radiálních svorníků pro zajištění stability výrubu. Před pohyblivou skruží, která byla po dokončení všech projekčních a konstruktérských pracích nazvána „razící tunelový portál“, byla stabilita tunelu zajištěna původním ostěním z kamene. Za pohyblivou skruží, až do betonáže monolitického definitivního ostění, zajišťovalo stabilitu výrubu primární ostění ze stříkaného betonu a sítí společně s prokotveným nosným prstencem horniny. Z provozního hlediska musel být prů-


❚

6/2012


❚

STRUCTURES

2 3

1 4

5

jezdný průřez uvnitř razícího tunelového portálu zachován i v případě mimořádného zatížení, jakým mohlo být např. zavalení horninou, nebo neodborné ovládání instalovaného zařízení, ke kterému by mohlo přes všechna opatření dojít. Nutnou podmínkou pro splnění tohoto požadavku bylo spojení konstrukce razícího portálu a železničního svršku uvnitř vedoucí koleje do jednoho neoddělitelného celku (obr. 2). V případě neočekávaného posunu tunelového razícího portálu se společně posunula i provozovaná kolej a nutný průjezdný průřez byl zachován. Výhodou navržené metody rozšiřování tunelu je minimální omezení provozu během výstavby. Práce, při kterých použité stroje zasahovaly do průjezdného průřezu, bylo možné prová6/2012

❚

dět v přirozených provozních pauzách a nebylo nutné žádat o výluky. Po zajištění stability výrubu primárním ostěním následovala betonáž monolitického ostění. Postup výstavby odpovídal zvyklostem používaným při betonáži ostění v ražených úsecích tunelů. Po montáži samonosné výztuže z montážního vozu (obr. 5 a 6) byl blok betonáže zabetonován do pojízdného bednění. Popis stávající konstrukce a cíle rozšíření tunelu Stávající světlý profil tunelů má poloměr horní klenby 4 m se středem 2,2 m nad úrovní temene kolejnice. Boky tunelu mají poloměr 7,5 m a osová vzdálenost kolejí je jen 3,5 m. Aby tunel vyhověl novým požadav-


kům na zvětšení osové vzdálenosti kolejí na 4 m a elektrifikaci tratě, musel být stávající profil tunelu zvětšen o cca 1,5 m. Zvětšení tunelu bylo navrženo tak, aby po zajištění výrubu stříkaným betonem a po betonáži definitivního ostění z monolitického betonu světlý líc horní klenby tvořil oblouk o poloměru 4,97 m a boky tunelu oblouk o poloměru 14,4 m. Po obou stranách rozšířeného profilu tunelu je navržen chodník o šířce 0,6 m. Při tomto šířkovém uspořádání není nutné v ostění provádět záchranné výklenky a personál údržby tunelu může tunelem bez problému procházet. Praktické využití na tunelech Jähroder a Mausenmühlen Pro použití metody „tunel v tunelu“ byly 47


❚

STRUCTURES Obr. 6 Výztuž definitivního ostění ❚ Fig. 6 Reinforcement of the secondary lining Obr. 7 Vedení potrubí v počvě tunelu Fig. 7 Pipeline on the tunnel floor

❚

Obr. 8 Výztuž s vedením potrubí v tybinku ❚ Fig. 8 Reinforcement of the lining segment with pipeline Obr. 9 Spojování potrubí mezi tybinky Fig. 9 Fitting of pipes between lining segments

❚

Obr. 10 Montáž tybinků v tunelu Jenbach ❚ Fig. 10 Mounting of tunnel lining segments in the Jenbach tunnel Obr. 11 Čep pro stykování rámů výztuže ❚ Fig. 11 Joining pin of reinforcement frames Obr. 12 Deformační elementy v ostění ❚ Fig. 12 Distortional elements in the lining

6 7

vybrány dva nedaleko od sebe ležící tunely Jähroder (149 m) a Mausenmühlen (129 m) na neelektrifikovaném traťovém úseku délky 1 200 m mezi městy Bingen a Saarbrücken. Stavba byla po dobu realizace přístupná příjezdovou komunikací mezi oběma tunely. Po dobu jednoho roku byl celý úsek provozován jako jednokolejný s kolejí přeloženou do středu tunelů. Mezi tunely byla kolej umístěna ve své původní poloze, a prostor druhé koleje byl využit jako přístupová komunikace od centrálního zařízení staveniště k portálům tunelů. Stísněné podmínky před portály zde neumožňovaly vytvořit větší plochy zařízení staveniště než cca 500 m2. Součástí těchto ploch byl stabilní tunelový portál zřízený jako ochrana pro 48

projíždějící vlaky při dopravě materiálu přes provozovanou kolej. Podél koleje byly v tunelu vytvořeny tuhé základy, na které byly umístěny kolejnice pro pojezd razícího tunelového portálu a bednícího vozu definitivního ostění (obr. 1). Kolejové lože mezi těmito základy bylo uložené jako v ochranné jímce, neboť oba základy vzájemně spínaly kotvy. Razící tunelový portál byl smontován před tunelem a skládal se z 6 m dlouhého ochranného límce, který umožňoval hydraulické zapření do původního tunelového ostění a zajišťoval jeho stabilitu po dobu výstavby (obr. 3). Za ochranným límcem následoval 2 m dlouhý pracovní prostor, ve kterém se odebírala zakládka za ostěním, která sloužila jako drenážní vrstva, a de-

montovalo se stávající tunelové ostění z pískovcových kvádrů tloušťky 450 mm. V pracovním prostoru byly na konstrukci razícího portálu osazeny kromě bouracího kladiva i dvě lafety na vrtání radiálních kotev a paralelních vrtů pro použití trhacích prací při rozpojování horniny. Lafety umožňovaly vrtání v libovolném směru. Trhací práce byly používány pro nakypření horniny k usnadnění rozpojování masivu za ostěním a probíhaly v pauzách mezi průjezdy vlaků. Primární ostění tvořil stříkaný beton vyztužený dvěma vrstvami sítí a radiální kotvy. Za pracovním prostorem chránila prostor provozovaného tunelu pod nově rozšířeným a primárním ostěním zajištěným tunelem 10 m dlouhá konstrukce razícího tunelového portálu. Při rozšíření tunelu bylo nutné vytěžit z jednoho běžného metru tunelu cca 30 m3 horniny. Materiál z výrubu byl nakladači vyvážen v bočním prostoru podél razícího portálu k portálu tunelu a jeřábem přemístěn pod ochranou stabilní konstrukce před portálem na bok tunelu. Po ukončení razičských prací na tunelu Jähroder pokračoval razící tunelový portál stejným postupem na rozšíření tunelu Mausenmühlen. Pod zajištěním výrubu primárním ostěním v celé délce tunelu byly vybetonovány patky tunelu, jejichž součástí byl i kabelový kanál pod budoucími služebními chodníky. Definitivní ostění tvořila monoliticky vybetonovaná klenba minimální tloušťky 350 mm z betonu odolného proti


❚

6/2012


❚

STRUCTURES

8 9

10 12

11

průsakům. Izolační fólie nebyla v tunelech použita. Na závěr byl celý úsek zprovozněn jako dvoukolejný s osovou vzdáleností kolejí 4 m a s možností elektrifikace tratě. Bez zajímavosti nejsou ani termíny výstavby. Přípravné práce probíhaly v měsících říjen až prosinec 2006. Přestavba tratě na jednokolejný provoz proběhla ve víkendové 50 h trvající výluce od 15. do 17. prosince 2006. Vlastní razičské práce byly zahájeny 15. ledna 2007 a na konci října 2007 byly oba tunely rozšířeny a ve zbývajících deseti týdnech do konce roku probíhala betonáž definitivního ostění, demontáž základů pro pojezd razičského portálu a bednícího vozu. Do změny jízdního řádu 2007/2008 již byla trať 6/2012

❚

opět provozována jako dvoukolejná a oba více než 140 let staré tunely byly modernizovány podle nejnovějších požadavků s předpokládanou další životností 100 let. Ú P R AVA O S T Ě N Í T U N E L U J E N B A C H P R O Z Í S K ÁVÁ N Í GEOTERMÁLNÍ ENERGIE

Dvoukolejný železniční Tunel Jenbach celkové délky 3 474 m leží v Rakousku na severní přístupové trase budoucího Brennerského bázového tunelu, která je označována jako stavební úsek H8. Ražba tunelu probíhala pomocí tunelovacího stroje (Hydroschield) s aktivním pažením čelby o průměru 13 m a ploše výrubu 133 m2. Výška nadloží se pohybuje od 0,5 do 1,6 D, kde D je průměr výrubu tunelu. Ostění


tunelů tvoří železobetonové tybinky tloušťky 500 mm a jako protipožární ochrana monolitické ostění tloušťky 200 mm. Pro zajištění bezpečnosti provozu slouží sedm záchranných šachet a štola o průměru 4 m. Trasa železnice spadající do systému TEN-T na ose Berlín–Palermo vede údolím řeky Inn a vlastní tunel je ražen v prostředí zvodnělých sedimentů a pod úrovní hladiny podzemní vody. Železnice slouží jako alternativní způsob přepravy zboží k silniční nákladní dopravě. Při ražbě tunelovacím strojem TBM se standardně v obdobných geotechnických podmínkách využívá k zajištění stability výrubu prefabrikované ostění ze železobetonových tybinků (obr. 10). V průběhu výstavby navrhl 49


zhotovitel investorovi změnu ve formě vývoje speciálního tybinku, který je díky osazenému potrubí pro vedení média schopen odnímat z horninového masivu geotermální energii a využívat ji pro vytápění provozní budovy na povrchu území. Do původně navržených tybinků je osazeno potrubí o vnějším průměru 20 mm, které je navázáno na vnitřní stranu vnější výztuže tybinku (obr. 8). Tím je zajištěno, že nedochází k oslabení krycí vrstvy výztuže a potrubí je na rubu ostění přiléhající k horninovému masivu. Vzdálenost mezi trubkami se pohybuje mezi 200 a 300 mm a do jednoho prefabrikovaného dílce je osazeno cca 25 m potrubí. Propojení trubek mezi jednotlivými tybinky je provedeno pomocí připravených spojek integrovaných do prefabrikátu. Prstenec ostění se skládá ze sedmi dílců a jednoho závěrového menšího dílce. Vsazené potrubí nemá vliv na celkovou únosnost ostění a nijak ji nesnižuje. Po sestavení prstence ostění je potrubí mezi jednotlivými tunelovými dílci pospojováno pomocí speciálně upravených spojek (obr. 9). Tunel Jenbach byl zhotovitelem vybrán jako pilotní projekt a zkušební úsek délky 54 m je prvním použitím tohoto typu tybinku při ražbě tunelu pomocí TBM. Důvodem výběru právě tunelu Jenbach je podchod obce a přítomnost potenciálních odběratelů energie v bezprostřední blízkosti vyústění záchranných šachet na povrch území. Výška nadloží dosahuje v místě obce Jenbach cca 16 m a tunel vede ve zvodnělých píscích a štěrcích paralelně s řekou Inn. To představuje optimální stav pro využití tunelu k získávání geotermální energie. K rozhodnutí o nasazení zkušebního úseku došlo v okamžiku, kdy již běžela ražba tunelu a výroba tybinků. Proto musela být v návrhu zohledněna celá řada okrajových podmínek a zkušební úsek musel být integrován do projektové dokumentace tunelu. Vzhledem k velkému tlaku na dodržení termínu výstavby nesmělo dojít vlivem navržené změny technického řešení ke zdržení jednotlivých činností při ražbě tunelu. Potrubí dvou až tří prstenců ostění je spojeno do jednoho okruhu a vedeno k rozdělovacímu modulu, ze kterého je dále vedeno únikovou šachtou do objektu obce Jenbach na povrchu území cca 90 m od ústí šachty. Celý systém vedení, tepelné čerpadlo i tunelové ostění je osazeno rozsáhlým měři50

❚

STRUCTURES

cím zařízením, aby bylo získáno maximum potřebných údajů pro budoucí projekty. Vzhledem k tomu, že do prefabrikovaného ostění je dále vybetonováno ještě ostění sloužící jako ochrana proti účinkům požáru, nebudou tybinky ani spojení potrubí při provozování tunelu dostupná. Proto je od každého ze třinácti samostatných okruhů vedeno potrubí k rozdělovači umístěnému za požárními dveřmi únikové šachty. To umožňuje obsluhu rozdělovače bez omezení provozu v tunelu. Komplikace přináší minimální prostor v místě napojení tunelu na záchrannou štolu, kde pro vedení kabelů není možné využít prostor již tak silně využitého kabelovodu. Proto bylo rozhodnuto vedení potrubí umístit do počvy tunelu. V průběhu výstavby bylo nutno řešit celou řadu detailů, které by odpadly v případě, že by bylo s využitím tunelu jako zdroje geotermální energie počítáno již v projektové dokumentaci. Vzhledem k tomu, že tunely mnohdy podcházejí zastavěná území a jsou zdrojem geotermálního potenciálu, mohou být určitým vylepšením zásobování energií objektů v nadloží. Prefabrikované ostění označované jako „Energietübbing“ je výsledkem společného vývoje firem Rehau AG a Züblin AG. O PAT Ř E N Í P R O R A Ž B U A SANACI TUNELŮ V B O B T N AV Ý C H H O R N I N Á C H

Přítomnost bobtnavých hornin komplikuje způsob zajištění stability výrubu jak při vlastní ražbě, tak i při provozování tunelu. Projevy bobtnání mohou být dlouhodobé a netýkají se zdaleka jen primárního ostění tunelů. Při provozu tunelu způsobují nadměrné deformace vlivem bobtnání poškození spodní i horní klenby ostění a mnohdy vedou i k destrukci mezistropu a větracích kanálů příčně, nebo polopříčně větraných tunelů. Na příkladu dvou tunelů článek ukazuje, jakým způsobem bylo při výstavbě tunelů v bobtnavých horninách postupováno. Dálniční tunely Bosruck na dálnici A9 v Rakousku Základní informace a historie tunelování v masivu Bosruck Dálniční tunel Bosruck je součástí dálnice A9, která spojuje města Linec a Graz a míří dále na jih do Slovinska. Historie tunelování pod masivem Bos-

rucku sahá do roku 1901, kdy byla zahájena výstavba 4 766 m dlouhého jednokolejného železničního tunelu. Ta trvala až do roku 1906 a geotechnické podmínky pro tuneláře připravily nejedno nemilé překvapení. Ražbu provázely četné průvaly vod až o přítocích 1 100 l/s. Při prvním obrovském průvalu vod došlo v roce 1902 k změně dodavatelské firmy a císařskou Státní správu železnic vystřídala italská firma Zaterande & Co. Ani této firmě se smůla nevyhnula a v roce 1905 při dalším obrovském průvalu vod doprovázeném výbuchem metanu zahynulo čtrnáct tunelářů. Negativní vliv tunelování na režim podzemních vod vedl k úplnému vyschnutí potoka u městečka Spital am Pyhrn, který byl oblíbeným výletním místem. Komplikace však provázely tunel i po uvedení do provozu a negativní vlivy horninového tlaku, průsaků vody a kouře z parních lokomotiv si vyžádaly rekonstrukci, která trvala od roku 1963 až do roku 1965. Zkušenosti z výstavby železničního tunelu vedly před výstavbou dálničního tunelu k rozhodnutí vyrazit v předstihu odvodňovací a větrací štolu. Její výstavba započala v roce 1978 a opět ji provázely průvaly vod a metanu, tentokrát s již menší intenzitou 300 l/s. Ražba byla ukončena v roce 1980 a ještě v tomtéž roce začala ražba první (východní) tunelové trouby 5 500 m dlouhého tunelu, který je součástí dálnice A9. Tunel směrem od severu k jihu prochází nejprve tzv. „Lískovým pohořím“ (Haselgebirge), které je tvořeno převážně břidlicemi, dolomity, sádrovci a slínovci. Pak přechází do pásma vápenců a dolomitů a následně opět do pásma označovaného jako „Haselgebirge“. Směrem k jihu se geotechnické poměry zlepšují a tunel prochází pásmem tvořeným pískovci, jílovci a slínovci. Ražba od severu probíhala bez větších komplikací a se sotva měřitelnými deformacemi výrubu. Měsíc po průchodu kaloty problematickým pásmem sádrovců se však na primárním ostění začaly objevovat první poruchy a nárůst deformací nebylo možné zastavit ani po dalších opatřeních. Deformace se úplně zastavily až po vestavění definitivního ostění. Jak se později ukázalo, ani zvětšením odporu vestavbou definitivního ostění se problém zcela nevyřešil. Tunel byl uveden do provozu v roce 1983 a již v roce 1994 bylo nutné provést sanační práce, a to nejen v provozované tunelo-


❚

6/2012


vé troubě, ale i v odvodňovací a větrací štole. Vlivem zvýšeného horninového tlaku docházelo v provozovaném tunelu k praskání desek mezistropu, ale také k poškození bočních drenáží v poruchové zóně ve staničení TM 600, které vedlo k dalšímu zvodnění počvy tunelu. Vzhledem k závažnosti poruch byl navržen v problematických úsecích geomonitoring, jehož výsledky budou sloužit jako podklad pro návrh sanací. Výstavba druhé tunelové trouby V souvislosti s řadou tragických nehod v jednotroubových alpských tunelech došlo k úpravě evropské legislativy a definování bezpečnostních standardů pro provozování silničních tunelů. Markantní zvýšení bezpečnosti provozu lze dosáhnout výstavbou druhé tunelové trouby, která v případě požáru v tunelu slouží jako bezpečná úniková cesta. Stejně jako v případě tunelů Tauern nebo Katchberg bylo rozhodnuto i o výstavbě druhé tunelové trouby dálničního tunelu Bosruck. Výstavba druhé tunelové trouby začala v roce 2009 a vlastní ražba byla zahájena v lednu 2010. Práce jsou plánovány do října 2013 a předpokládaná výše investičních nákladů činí 127,4 mil. EUR. Profil dálničního tunelu je standardně navržen pro šířku mezi obrubníky 7,5 m a vzhledem k jeho délce je vybaven nouzovými zálivy. Průjezdný průřez umožňuje průjezd vozidlům do výšky 5,7 m. V místě tlačivých hornin přechází podkovovitý tvar tunelu na kruhový a tloušťka definitivního ostění z betonu C35/45 se zvětšuje z 300 na 700 mm, přičemž tloušťka spodní klenby je min. 1 m. Hydroizolační fólie tloušťky 3 mm je navržena po celém obvodě tunelu jako tlaková. Při projektování byly zohledněny všechny doposud získané výsledky a zejména zkušenosti z předchozích ražeb. Mimořádná pozornost je věnována zejména průchodu problematickým pásmem „Haselgebirge“. Vzhledem k citlivosti horninového masivu na vodu, která způsobuje bobtnání sádrovce, hraje zásadní roli dokonalé odvodnění a minimalizace použití technologické vody. Vrtání pro trhací práce a kotvení proto probíhá bez vodního výplachu a používá se pouze výplach vzduchem. Vzhledem k očekávaným deformacím výrubu byly do primárního ostění navrženy kompenzační elementy (obr. 12), které se dnes nasazují 6/2012

❚

i na dalších tunelech, kde lze očekávat zvýšené deformace primárního ostění a kde by vlivem deformací mohlo dojít k jeho podrcení a ztrátě integrity. Při průchodu problematickým úsekem se však očekávané deformace neprojevily a od dalšího osazování kompenzačních elementů bylo upuštěno. Vzhledem k tomu, že při ražbě železničního i původního dálničního tunelu došlo ke zvýšení bobtnacích tlaků, lze dosažení současných dobrých výsledků přičíst výborné technologické kázni, zejména perfektně upravené a absolutně suché počvě tunelu. Technologická kázeň a sehranost osádky na čelbě je při ražbě v tak složitých geotechnických podmínkách klíčem k úspěchu. Projevuje se mimo jiné i vysokým pracovním nasazením. Průměrně bylo na tunelu za 24 h vyraženo šest záběrů délky 1,7 m, přičemž rekord představovalo osm záběrů za 24 h. Kromě zručnosti tunelářů přispívaly k vysokému výkonu i promyšlené detaily zjednodušující práci. K nim patřil např. detail napojení výztužných rámů primárního ostění mezi kalotou a jádrem (obr. 11). Zatímco rámy v kalotě byly klasicky spojovány šroubovanými spoji, které známe i z našich tunelů, styk rámu mezi kalotou a jádrem zajišťuje pouze čep, který umožňuje po nasazení rámu s protikusem rychlé upnutí pomocí ocelového klínu. K ražbě druhé tunelové trouby patří i tunelové propojky, které spojují nově ražený tunel s tunelem provozovaným. Z hlediska geotechnických poměrů se jižní část tunelu jeví jako méně problematická. K bezpečnostním prvkům patří nouzové zálivy, které slouží pro bezpečné odstavení vozidla v případě poruchy. Šířka vozovky je v místě zálivu zvětšena o 3,8 m. V tunelu je při jeho délce 5 425 m navrženo pět nouzových zálivů o ploše výrubu 160 m2, pět průjezdných tunelových propojek s plochou výrubu 60 m2, šest průchozích propojek s plochou výrubu 45 m2, čtyřicet tři výklenky nouzového volání a čtyřicet osm požárních výklenků. Zásadní význam kladou rakouští tuneláři kotvení a preciznímu provádění primárního ostění. To má plnou tloušťku již ve druhém záběru od čelby. Ve druhém záběru od čelby je také provedeno plnohodnotné zakotvení kaloty. Hlavy kotev nejsou zastříkány do ostění a jejich vizuální kontrola umožňuje podle deformace plechu sledovat, jak je kotva namáhána.


❚

STRUCTURES

Již před ražbou první tunelové trouby tunelu Bosruck byla vyražena větrací a odvodňovací štola. Ta je částečně zajištěna pouze primárním ostěním ze stříkaného betonu, částečně monolitickým ostěním. Pohled do vzduchotechnické štoly zajištěné monolitickým ostěním ukazuje obr. 13. Štola je s provozovaným tunelem spojena tunelovými propojkami a slouží zároveň jako úniková cesta. Propojku, stejně jako navazující úsek větrací a odvodňovací štoly zajišťuje pouze primární ostění. Propojka je od štoly a nouzového zálivu oddělena požárně odolnými dveřmi s panikovým kováním a je přetlakově větrána. Prostor propojky slouží jako čekací prostor a případný návštěvník je informován prostřednictvím tabule vpravo přede dveřmi (obr. 14), že se nachází v bezpečném prostoru a záchranné složky již k němu míří. S dispečinkem tunelu může hovořit po stisknutí tlačítka telefonem. Po uvedení druhé tunelové trouby do provozu bude první tunelová trouba uzavřena a bude provedena rozsáhlá rekonstrukce a modernizace vybavení tunelu. Opravy tunelu předpokládají v určitých úsecích vybourání definitivního ostění a jeho plnou náhradu novým. V takovém případě bude možné posoudit kvalitu primárního ostění ve značně agresivním prostředí po třiceti letech od nástřiku, neboť pohoří Haselgebirge obsahuje kromě uvedených hornin i vysoký podíl soli. Téma životnosti primárního ostění je spojeno s možností obrovských úspor investičních nákladů, pokud by se podařilo prokázat jeho dlouhodobou funkci a zejména zachování požadované únosnosti. Rekonstrukce silničního tunelu Chienberg ve Švýcarsku Silniční tunel Chienberg délky 2 294 m tvoří stávající část hlavního silničního tahu H2 z Liestalu do Sissachu a leží 25 km jižně od Basileje. Po délce tunelu je použito několik konstrukčních systémů a technologických postupů výstavby. Od západu je tunel prováděn v délce 562 m v otevřené stavební jámě. Hloubený úsek přechází do úseku délky 198 m raženého pod zastropením. Z celkové délky ražené části tunelu 1 443 m se polovina nachází v bobtnavých horninách s obsahem anhydritu. Východní příportálová oblast tunelu je opět prováděna v otevřené stavební jámě délky 91 m. 51


❚

STRUCTURES Obr. 13 Monolitické ostění vzduchotechnické štoly ❚ Fig. 13 Cast-in-site concrete lining of the aircondition gallery Obr. 14 Ostění tunelové propojky ze stříkaného betonu ❚ Fig. 14 Lining of the escape gallery from sprayed concrete Obr. 15 Systém deformačních elementů ❚ Fig. 15 Lining distortional element system Obr. 16 Kotvení počvy tunelu ❚ Fig. 16 Anchoring of the tunnel floor

13 14

Ražba tunelu probíhala konvenční metodou členěným výrubem zajištěným primárním ostěním ze stříkaného betonu. Vzhledem k očekávaným vysokým bobtnacím tlakům byl použit v problematickém úseku raženého tunelu kruhový tvar výrubu s tloušťkou definitivního ostění 0,7 až 1,1 m. Pro úseky s nízkým nadložím a bobtnavými horninami pod úrovní počvy tunelu byla původně navržena plošná deformační zóna. Na základě nevhodného odhadu dlouhodobého chování bobtnavých hornin však bylo od návrhu této deformační zóny upuštěno. Ze stejných důvodů probíhala paralelně ražba i betonáž definitivního ostění, přičemž spodní klenba definitivního ostění byla uzavírána nejpozději dvacet pět týdnů, resp. 450 m za výrubem kaloty. 52

V prvním úseku raženého tunelu délky 90 m s nadložím 25 až 30 m, kde se pod počvou tunelu vyskytovaly bobtnavé horniny a nadloží tunelu tvořil zvětralý slínovec, se již čtyři měsíce po uzavření spodní klenby objevilo nadzvedávání vrcholu tunelu, které se promítalo až na povrch území. Obdobné chování i časový průběh deformace byl zaznamenán i v dalším úseku délky 140 m s nadložím 40 až 50 m. Po roce se zdvíhání ve vrcholu klenby pohybovalo v prvním úseku do hodnoty 83 mm, v úseku s vyšším nadložím do 30 mm. Na povrchu se vytvořil příčný hřbet o šířce až 50 m kolmo k ose tunelu. Rychlost zdvíhání tunelu se pohybovala 4,5 mm/měsíc. Na obou bocích tunelu byly osazeny ve vzdálenosti 15 m od osy kluzné mik-

Literatura: [1] Breidenstein M.: Neues Bauverfahren zur Aufweitung historischer Bahntunnel unter Betrieb, Felsbau / Rock And Soil Engineering, Volume 25, Issue 5, Verlag Glueckauf GmbH, ISSN: 0174-6979 [2] Frodl S., Franzius J. N., Bartl T.: Planiny und Bau der Tunnel – Geothermieanlage in Jenbach, Geomechanics And Tunnelling/ Geomechanik und Tunnelbau, Volume 3, Issue 5, Ernst & Sohn GmbH, ISSN: 1865–7362 [3] Lenz F., Marcher T., Neumayr T.: A9 Bosrucktunnel – Dimensionierungsansätze im quellenden Gebirge, Geomechanics and Tunnelling Volume 3 (2010), Issue 5, Ernst & Sohn A Wiley Company [4] Pachem F., Cottogni I., Stegbauer T.: Zweite Röhre Bosrucktunnel: Zyklicher Vortrieb in unterschiedlichen geologischen Formationen, Geomechanics And Tunnelling/ Geomechanik und Tunnelbau, Volume 3 (2010), Issue 6, Ernst & Sohn GmbH, ISSN: 1865-7362 [5] Chiaverio F., Thut A.: Chienbergtunnel: Instandsetzung der Hebungsstrecke im Gipskeuper mit Knautschkörpern, Geomechanics and Tunnelling, Volume 3 (2010), Issue 5, Ernst & Sohn A Wiley Company [6] Kovari K., Chiaverio F.: Modulares Knautschsystem für Tunnel in stark quellfähigem Gebirge, Forschung und Praxis, Vorträge der STUVATagung 2007 in Köln. Hrsg.: Studiengesellschaft für Unterirdische Verkehrsanlagen e. V. -STUVA-, Köln, Bauverlag BV 2007, Abb., Lit. S.195–200, ISBN 978-3-7625-3623-9


❚

6/2012


15

rometry, jejichž výsledky potvrdily proces bobtnání nejen pod počvou tunelu, ale i v širší oblasti ovlivněné ražbou tunelu. Tato skutečnost opět otevřela otázku výstavby tunelu obvyklým způsobem s využitím deformačních elementů. Posouzením celé řady aspektů vyšla jako vítězná varianta řešení vzniklého problému metoda profesora Kováriho založená na konceptu modulárního deformačního systému. Již vyražený tunel byl v délce 430 m přestrojen podle nového návrhu, kdy bylo ostění uloženo na válcové základové elementy, o výšce 1 m a o průměru 900 mm, které umožňovaly omezovat zatížení působící proti bobtnacímu tlaku horniny (obr. 15). Tuhostí elementu bylo možné regulovat jednak tlak ve vrcholu tunelu, jednak tlak způsobený bobtnáním horniny, čímž by nemělo dojít k přetížení ostění. Ploché dno mezi základy bylo zajištěno řadami těžkých předpjatých kotev. Aby nedošlo v krátkém čase k vyčerpání únosnosti kotev, byly jejich hlavy upraveny deformačními prvky tak, aby bylo možné v kotvách udržovat zhruba konstantní sílu. Materiál deformačních prvků pod hlavami kotev byl obdobný, jaký tvořil základové prvky tunelu. Kotevní tyč byla protažena osou prvku a hlava kotvy dosedala na deformační element. Protože tlak ve vrcholu tunelu závisí na výšce nadloží, byly podél problematického úseku bobtnavých hornin nasazeny základové deformační elementy o různé tuhosti. Elementy byly vyrobeny ze speciálního materiálu tvo6/2012

❚

❚

STRUCTURES

16

řeného cementem, pískem, skelnou pěnou tvořící póry, ocelovými drátky a výztuží. Speciálním vyztužením elementů bylo omezeno jejich příčné protažení a při osovém zatížení docházelo k aktivaci trojosé napjatosti a postupnému uzavírání pórů. Nejednalo se jen o nový druh materiálu, ale o nový typ elementu s vysokou schopností deformace a vysokou únosností. Při laboratorních zkouškách dosahovalo při poměrném stlačení 45 % napětí 8,5 MPa, čemuž odpovídá síla 5,4 MN. Při ukončení zkoušky dosahovala síla 11,4 MN. Délka úseku tunelu určeného k přestrojení byla stanovena podle podmínky, kdy poloha anhydritu zasahovala méně než 5 m pod počvu tunelu a nadloží nepřesahovalo 50 m. Podle tohoto kritéria byla provedena opatření na západním úseku tunelu v délce 370 m a na východním úseku v délce 60 m. V těchto úsecích bylo ostění tunelu vybouráno a původně kruhový profil tunelu upraven na tlamovitý s plochým dnem. Ostění tunelu bylo podepřeno celkem 570 deformačními elementy a do dna tunelu bylo osazeno 1 000 skalních kotev o délce 21 m a únosnosti 1 500 kN (obr. 16). K úpravám došlo v polovině roku 2005 a 20. prosince 2006 byl tunel uveden do provozu. Současné zkušenosti odpovídají očekávání. V první zóně došlo k úplnému uklidnění deformací, ve druhé zóně ještě zcela neodezněly. Velkou výhodou bylo, nejen že kotvení bylo instalováno do volného prostoru pod vozovkou, ale i že dno tunelu je přístupné a umožňuje provádění pří-


padných stavebních prací bez přerušení provozu v tunelu. Z ÁV Ě R

Uvedené příklady ze zahraničí ukazují, že výstavba tunelů nemusí být rutinní záležitostí a extrémně složité geotechnické podmínky, nebo stávající stav provozovaných tunelů přináší inženýrům i barabům (dělníci zaměstnaní při stavbě tunelů, pozn. redakce) četná úskalí. Zahraniční zkušenosti ukazují cestu, jak se s úkoly podzemního stavitelství vypořádat. V České republice je dosud většina tunelů ražena konvenčními tunelovacími metodami. První nasazení tunelovacího stroje na trase V. A. pražského metra však ukazuje nový trend a nelze vyloučit nasazení TBM na některých železničních či silničních tunelech, jejichž délka ekonomické využití tak náročného zařízení umožní. Při hustotě zalidnění naší republiky je využití geotermální energie spojené s výstavbou tunelů určitě minimálně námětem k přemýšlení, neboť počáteční investice do hlubokých vrtů v tomto případě odpadá. Temperování technologických objektů tunelů či vytápění budov v nadloží s tunelem přímo nesouvisejících může být pro investory i provozovatele atraktivním a finančně zajímavým technickým řešením. Ing. Libor Mařík IKP Consulting Engineers, s. r. o. Jankovcova 1037/49, 170 00 Praha 7 tel.: 255 733 522, 255 733 605 e-mail: [email protected] www.ikpce.com

53


❚

STRUCTURES

NOVÁ TRAŤ STOCKHOLMSKÉ PŘÍMĚSTSKÉ ŽELEZNICE STOCKHOLM CITY LINE ❚ STOCKHOLM NEW CITY LINE Výstavba nové linky příměstské železnice ve Stockholmu je jedním z největších a nejdůležitějších stavebních projektů v současnosti ve Švédsku. 6 km dlouhý tunel prochází pod

centrem

Stockholmu.

Po dokonče-

ní celého tunelu se průjezdná kapacita kolejí ve Stockholmu zdvojnásobí. ❚ The City Line is one of the Sweden´s largest and most important construction project – 6 km long commuter train tunnel beneath central Stockholm. When the project is completed in 2017, the track capacity through Stockholm will have been doubled.

Stockholmská City Line je 6 km dlouhá nová trať příměstských vlaků, která je mezi stanicemi Tomteboda a Stockholm Jih vedena v 6 km dlouhém tunelu s dvěma novými mezistanicemi, pod náměstím Odenplan a pod velkou přestupní stanicí metra T-Centralen (obr. 1). Po dokončení City Line v roce 2017 se přepravní kapacita železniční městské veřejné dopravy ve Stockholmu zdvojnásobí a vlaky budou moci jezdit častěji a přesněji. Častá zpoždění vlaků a zácpy na tratích jsou způsobeny nedostatečnou kapacitou tratí ve Stockholmu. V současnosti totiž veškerá kolejová doprava, tj. příměstské, regionální, dálkové i nákladní vlaky, celkem 550 vlaků denně, projíždějí Stockholmem pouze po dvou tratích (obr. 2). Po dokončení City Line budou příměstské vlaky dojíždět do centra města po své vlastní trati 6km tunelem. Ostatní vlaky zůstanou na svých stávajících tratích. Pro cestující se zvýší i pohodlí cestování, protože nové stanice jsou umístěny pod stávajícími stanicemi metra a blízko povrchových autobusových linek.

1

2

D V Ě N O V É V L A K O V É S TA N I C E

Dvě stanice City Line, Stockholm City a Stockholm Odenplan, se stanou novými důležitými přestupními uzly městské veřejné dopravy s novými cestovními možnostmi. Pro cestující, kteří přestupují z vlaků na metro nebo autobusy, přinášejí nové přestupní stanice výrazné zkrácení jejich dojezdového času a případné nové možnosti kombinací s jinými typy dopravy. Stanice Stockholm City Stanice Stockholm City Line je umístěna ve středu města přímo pod rušnou přestupní stanicí metra T-Centralen metro station (kříží se tu tři linky me54

tra) a v budoucnosti zcela nahradí povrchovou stanici pro příměstské vlaky Stockholm Central (obr. 4). Stanice Stockholm City bude mít dvě nástupiště a dvě podzemní vstupní haly propojené eskalátorovými tunely přímo se stanicí metra. Stanice Stockholm Odenplan Nově budovaná stanice Stockholm Odenplan nahradí stávající stanici Karlberg a bude sloužit jak příměstským vlakům, tak i metru (obr. 5, 10 a 11). Stanice bude přístupná po eskalátorech. Nový vchod z povrchu bude umístěn i u kostela St. Matyáše (Matteus Church).

Ž E L E Z N I Č N Í T U N E LY V E S K Á L E , VE VODĚ A V PÍSKU

Stockholm City Line prochází převážně skalnatým prostředím, avšak mezi ostrovy Riddarholmen a Söder Mälarstrand podchází vody úžiny Söderström v zatopeném (ponořeném) betonovém tunelu. City Line netvoří jeden tunel, ale mnoho tunelů. Souběžně s železničním tunelem prochází pod městem servisní a únikový tunel se čtyřmi přístupovými tunely pro záchraná a servisní vozidla. Další tři ”pracovní” tunely budou potřeba pouze po dobu výstavby. Hlavní tunel je dvoukolejný a jeho


❚

6/2012


❚

STRUCTURES

VSTUPNÍ HALA NA ODENPLAN

ZELENÁ LINKA METRA

25 eskalátorů 7 výtahů 250 m délka nástupiště 10 000 m2 objem spotřebovaného betonu

VSTUP Z ULIC VANADISVÄGEN A DALAGATAN--

– 35 m pod úrovní terénu – 10 m pod úrovní moře

STREET LEVEL

5

UNDERGROUND CITY LINE

VSTUPNÍ HALA NA SERGELS TORG

VSTUPNÍ HALA NA CENTRALPLAN 3 Obr. 1 Střed Stockholmu s vyznačením trasy nové City Line ❚ Fig. 1 Centre of Stockholm showing the new City Line

MODRÁ LINKA METRA

Obr. 2 Vizualizace nové stanice ❚ Fig. 2 Visualisation of the new station Obr. 3 Pohled na křížící se vlakové tratě před nádražím Centralen v centru Stockholmu a na staveniště u Riddarholmen ❚ Fig. 3 View on the intersecting rail tracks in Stockholm city centre in front of the Centralen Station and construction site at Riddarholmen Obr. 4 Prostorové schéma křížení tří linek metra a City line ve stanici Stockholm City ❚ Fig. 4 Spatial intersection of three underground/metro lines and the City Line in the Stockholm City station

VSTUPNÍ HALA NA VASAPLAN

Obr. 5 Prostorové schéma křížení linky metra a City line ve stanici Odenplan ❚ Fig. 5 Spatial scheme of the intersection of the underground/metro line and City Line in the Odenplan station

cca 50 eskalátorů

250 m délka nástupiště

cca 20 výtahů

15 000 m2 objem použitého betonu

4

6/2012

❚


55

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E Obr. 6 Významná historická budova Stiftelsen, a) stavební práce v těsné blízkosti objektu, b) zesílení základů budovy, c) dočasné podepření sloupy ❚ Fig. 6 The building “Stiftelsen”, a part of Swedish cultural heritage, a) very close to construction pit, b) reinforcement of the building foundation, c) the building temporarily put on pillars

❚

STRUCTURES 6a

Obr. 7 Stavební práce v prostoru stanice ❚ Fig. 7 Construction works in the station area Obr. 8 Vrtání děr pro trhavinu pod ochranou ostění ze stříkaného drátkobetonu ❚ Fig. 8 Drilling holes for explosives shielded by moulding from sprayed fibreconcrete Obr. 9 Úprava a dočišťování profilu tunelu před nástřikem drátkobetonu ❚ Fig. 9 Finishing and cleaning of the tunnel profile before spraying fibreconcrete

6b

Obr. 10 Ukládání výztuže v hloubené části tunelu u nádraží v Tonteboda ❚ Fig. 10 Setting reinforcement in the excavated part of the tunnel at the Tonteboda Station Tab. 1 Objem stavebního materiálu spotřebovaného na výstavbu City Line Tab. 1 Volume of materials used for construction of City Line

Stavební materiál trhaviny počet odstřelů beton

❚

Použité množství 2 000 t cca 5 000 350 000 t

hloubka se mění od – 10 do – 45 m s maximálním sklonem 3 %. Servisní a únikový tunel prochází souběžně s hlavním tunelem v celé jeho délce. Oba tunely jsou propojeny 21 příčnými tunely, které umožňují přístup údržby a záchranné slyžby či případnou evakuaci cestujících. Příčné tunely jsou vybaveny požárními vraty a vzduchovými uzávěry. V případě požáru v hlavním tunelu se okamžitě po jeho detekci spustí mohutné ventilátory, které zajistí přetlak vzduch v servisním a únikovém tunelu, aby se do něj nedostal nebezpečný kouř. Pro zajištění přístupu a dopravy během během stavby je užíváno šest „pracovních” tunelů. K třem přístupovým tunelům, které slouží jako pracovní, byly přidány ještě 550 m dlouhý tunel v ulici Torsgatan, další v ulici Vattugaraget a šestý z Norra Stationgatan. 56

6c

Tunelářské práce Ne všude ve Stockholmu je pro stavbu tunelů ideální skalní podloží. V oblasti Mariagårdstäppan v jižní části města (Stockholms södra) jsou mocné vrstvy písků (obr. 6). Trasa nově budovaného tunelu železnice zde prochází v těsné blízkosti významné historické budovy Stiftelsen (obr. 17). Protože podloží pod budovou bylo narušeno tunelářskými pracemi, byly její základy zpevněny ocelovým roštem a železobetonovou deskou a část objektu byla dočasně podepřena ocelovými sloupy. Po dokončení stavby tunelu budou sloupy odstraněny a budova bude usazena na nových trvalých základech.

Výstavba City Line zahrnuje 15 km tunelů. Celkové množství vyrubané skály představuje objem 2,5krát větší než zaujímá stockholmská hala Globen. Každý z podzemních odstřelů začíná vrtáním děr pro explozivní náplně (okolo dvou set pro plochu výrubu dvoukolejného tunelu). Vlastní odstřel se neprovádí jako jeden masivní, ale jako série menších odstřelů spojených s nižší intenzitou vibrací (tab. 1). Po odstřelu je hornina vyvážena na povrch, drcena a připravována k použití na stavbách včetně City Line. Z profilu tunelu jsou následně odstraňovány strojně, pokud je nutné i ručně, všechny uvolněné kusy horniny.


❚

6/2012


❚

STRUCTURES

8

7

9

Povrch skály je zpevňován svorníky a kotvami, které mohou být i několik metrů dlouhé. Strop a stěny tunelu jsou nastříkány drátkobetonem, který zabezpečuje ochranu proti případnému odpadávání uvolněných kusů skály v budoucnosti. Podloží Stockholmu je obecně velmi stabilní, skála úctyhodného stáří – 2 miliardy let. Je to ideální prostředí pro tunelářské práce, bezpečné samo o sobě. Výstavba tunelu mezi ostrovy Riddarholmen a Söder Mälarstrand však tak snadná nebyla. Zde tunel musí překonat 370 m širokou úžinu Söderström spojující jezero Malaren s Baltickým mořem (obr. 13). Projekt nabídl řešení v zatopeném (ponořeném) betonovém tunelu. Aby byl maximálně ochráněn historický střed města před zatížením těžkou staveništní dopravou spojenou s navážením a přesuny obrovského množství materiálu potřebného k výrobě velkého množství betonu, byl navržen za6/2012

❚

10


57


❚

STRUCTURES

11a Obr. 11 Stavební jáma na náměstí Odenplan, a) letecký pohled, b) zajištění jámy pilotovou stěnou ❚ Fig. 11 Construction pit at the Odenplan Square, a) aerial view, b) securing the pit by stilt wall Obr. 12 Vstup Vanadis (stav v srpnu 2012) do nové stanice Odenplan, stavební jáma je vyhloubena těsně vedle kostela Svatého Matyáše (světlá stavba) ❚ Fig. 12 The new entrance Vanadis (autumn 2012), which is connected to the new station Stockholm Odenplan, just next to the site is Sankt Matteus church (white building) Obr. 13 Letecký pohled na úžinu Söderström on the Söderström Strait

❚

Fig. 13

Aerial view

Obr. 14 „Vodní“ staveniště tunelu v únoru, hrazení brání zakrytí hladiny ledem ❚ Fig. 14 “Water”construction site of the tunnel, barrier against ice on the water surface

11b

Obr. 15 Stavební jáma na břehu ostrova Riddarholmen ❚ Fig. 15 Construction pit on the Riddarholmen Island shore Obr. 16 V suché stavební jámě je připravováno napojení ražených tunelů na zaplavovanou část ❚ Fig. 16 Connecting the excavated tunnels to those underwater is being prepared in the dry construction pit Obr. 17 Portálová část tunelů před vyústěním do stavební jámy ❚ Fig. 17 Portal part of the tunnels in front of the construction pit

12

jímavý postup výstavby. Ocelové formy ve tvaru obrovského shora otevřeného kvádru byly svařeny v loděnici v Lotyšsku. Po baltském moři byly plaveny až do přístavu v průmyslovém městě Södertälje jižně od Stockholmu. Zde byly úzkým zdymadlem protaženy do vod jezera Malaren. Na břehu jezera na staveništi mimo město byly ve formách postupně vybetonovány podlaha a stěny tunelu (vnitřní šířka tunelu je 21 m). Z části vybetonovaný tunel byl plaven dál do centra Stockholmu, kde byly nedaleko místa zaplavení dobetonovány stropy jednotlivých dílů 58

a tunel byl sesazen na dně úžiny a zakotven do skalního podloží. ŽELEZNIČNÍ MOST U ÅRSTY

V úseku mezi mosty Årsta a Älvsjö budou muset být železniční tratě zrekonstruovány tak, aby vyhovovaly novým požadavkům na provoz příměstských vlaků. Jako součást těchto prací bude postaven i nový 1,4 km dlouhý most přes tratě u Årsty. Ne jen Stockholm Osm z deseti vlaků, které projíždějí městem, začíná nebo končí ve Stock-

holmu. Po dokončení City Line bude na tratích procházejících městem dvakrát tolik místa. To znamená, že bude možné zlepšit vlakové spojení mezi oblastí Mälar Valley a celým Švédskem. Zelené tunely City Line je environmentální projekt, tzn. že pozornost je zaměřena na dodržování ochrany životního prostředí. Velmi významně se to projevilo při rozhodnutích o dopadech stavebních prací na okolní prostředí a život obyvatel v zasažených lokalitách. Úsilí stavebních firem směřovalo do maximálního snížení hlukové zá-


❚

6/2012


13

14

15

16

❚

STRUCTURES

těže, péče o motory stavebních strojů s cílem omezení úniku olejů a nafty a recyklace veškerého vytěženého kameniva. Dokončené stanice City Line i provoz v tunelech by měly zaručovat maximální zvukovou izolaci, čištění vydechovaného použitého vzduchu i vody. Redakce časopisu děkuje pracovníkům Trafikverket, Swedish Transport Administration, za materiály (texty a obrázky) poskytnuté k přípravě článku.

Investor Cena Dokončení

The Swedish Transport Administration ve spolupráci s městem Stockholm, Stockholmskou zemskou správou a Stockholm Transport, SL. SEK 16,8 miliard (v cenách platných v lednu 2007) 2017

Source: www.trafikverket.se/citybanan

6/2012

❚

17


59


❚

STRUCTURES

AMSTERODAMSKÉ METRO – NOČNÍ MŮRA, ALE I UNIKÁTNÍ TECHNOLOGIE ❚ METRO IN AMSTERDAM – NIGHTMARE, BUT ALSO A UNIQUE TECHNOLOGY

1a

Jitka Prokopičová Nová severojižní linka amsterodamského metra Noord/Zuidlijn se staví již deset let, potýká se s obrovskými výzvami a drasticky překračuje rozpočet. Výstavba byla dokonce v roce 2008 na rok pozastavena, aby se rozhodlo, jestli vůbec pokračovat dál. Je to ale unikátní dílo, při jehož budování jsou použity špičkové inovativní technologie, některé svého druhu poprvé na světě. ❚

The new north-south line

of Amsterdam underground Noord/Zuidlijn has been under construction for ten years, has been through great challenges and is drastically over its budget. The construction was interrupted in 2008 for a year to gain time to decide, whether to continue or not at all. Nevertheless it is a unique construction, utilising cutting edge innovative technologies, some of which are being used for the first time ever.

Nová linka metra, dlouhá 9,7 km a z toho 7,1 km pod zemí, povede z amsterodamského předměstí Amsterdam Noord přes hlavní nádraží Amsterdam Centraal, historickým centrem města až do stanice Amsterdam Jih (obr. 1). Celkem bude na lince vybudováno osm stanic s průměrnou vzdáleností 1,2 km. Na severním předměstí je linka budována jako povrchová, ve stanici Ij se ponoří do zálivu Ij, aby se zasunula pod historickou budovu hlavního ná60

draží Amsterdam Centraal. Od nádraží k historickému centru je tunel budován kesonovou metodou zahlubování a v historickém centru je úsek dlouhý 3,8 km ražený. Na tomto úseku jsou tři velmi hluboké stanice, Rokin, Vijzelgracht a De Pijp (Ceintuurbaan). Na jižním předměstí se metro opět dostává na povrch a končí ve stanici Amsterdam Jih. Od samého začátku je to velmi komplikovaná až kontroverzní stavba. Ať už se jedná o náklady, rizika nebo diskuse, zda Amsterodam toto metro vůbec potřebuje. Geologické podmínky amsterodamského podloží jsou velmi těžké a zpočátku se také nadělaly chyby. Poté, co v září 2008 začaly sedat domy kolem budoucí stanice Vijzelgracht, byla stavba pozastavena. Speciální vládní komise ustanovená v roce 2009 dokonce zkoumala, zda se vůbec má ve stavbě pokračovat. Konečný verdikt byl – ano. Do stavby bylo nalito již tolik peněz, že by se asi těžko ospravedlnilo, že „prolétly komínem“. Také termín dokončení byl již několikrát posunut a nyní je stanoven na rok 2017. Ještě několik let tedy bude centrum Amsterodamu proměněno v obrovské staveniště a obyvatelé se budou muset obrnit trpělivostí v očekávání, že se potom během čtvrthodinky

pohodlně svezou touto zhruba 10 km dlouhou trasou. POLITICKÉ ROZHODNUTÍ

První plány na výstavbu trasy metra sever-jih se objevily už v roce 1968. Tenkrát se ale rozhodlo vybudovat nejprve současnou východní linku. Po velkém odporu veřejnosti k výstavbě metra bylo rozhodnuto, že po východní lince se žádná jiná v Amsterodamu stavět nebude. Koncem osmdesátých let však z iniciativy některých politických stran proběhlo v Amsterodamu referendum, kde větší část hlasujících byla sice proti metru, ale podle pravidel bylo referendum neplatné pro nedostatečný počet negativních hlasů. Ještě v roce 1998 sice renomovaný znalec v oboru vodních staveb Cor Schiebroek varoval, že domy kolem metra budou potřebovat zvláštní zpevnění, ale městská projekční kancelář tvrdila, že se bude jednat maximálně o 10 % domů a pokles bude nanejvýš 10 až 20 mm. Celý Amsterodam totiž leží na velmi nestabilním rašelinovo-jílovém a písčitém podloží s vysokou hladinou spodní vody a všechny historické domy jsou postaveny na dřevěných pilotách. V roce 1999 Parlament rozhodl o schválení stavby a schválil také sub-


❚

6/2012


❚

STRUCTURES

Obr. 1 a) Podélný řez budovanou linkou metra, b) schéma stanic (zdroj Gemeente Amsterdam/Dients Metro) ❚ Fig. 1 Longitudinal section of the constucted metro line, b) scheme of stations (courtesy of Gemeente Amsterdam/Dients Metro) Obr. 2 Letecký pohled na oblast amsterodamského nádraží [2] of the Amsterdam railway station area [2]

Aktualizovaná verze mapy na: www.amsterdam.nl/ noordzuidlijn

1b

venci městu ze státní pokladny zhruba ve výši dnešní 1 mld EUR, zbytek – něco kolem cca 300 mil EUR mělo hradit město. V té době se plánovalo, že metro zahájí provoz v roce 2011. Podle nejnovějších údajů bude ale metro zprovozněno až v roce 2017 a náklady na jeho vybudování se vyšplhají na neuvěřitelných 3,1 mld EUR. A někteří odborníci varují, že to nemusí být konečný účet. Zpoždění a vysoké náklady jsou zapříčiněné především technickými potížemi ve středu města. Pod centrem se musí razit tunely velmi hluboko (30 m) a výstavba hlubokých stanic Rokin, Vijzelgracht a De Pijp stojí mnohem víc, než se předpokládalo. RAŽENÝ TUNEL – PRO A M S T E R O D A M N O V I N K A I V Ý Z VA

Při výstavbě severojižní linky se v Amsterodamu poprvé tunel razí. Dříve se tunely budovaly metodou hloubení. Výhodou raženého tunelu je samozřejmě to, že na povrchu nemusí probíhat demolice domů, které by bránily ve výstavbě a také stavba tolik nezatěžuje dopravu a chod města. Protože to bylo ale pro Amsterodam něco úplně nového a vzhledem k tomu, že podloží není dostatečně únosné, bylo provedeno několik zkoušek v podobných 6/2012

❚

❚

Fig. 2

Aerial view

2

lokalitách. Jejich výsledky, ač ne zcela jednoznačné, stačily komisi uspokojit a se stavbou se začalo v roce 2003. Jak se později ukázalo, mnoho faktorů se podcenilo. Vzhledem k technickým problémům a špatné kontrole nákladů (téměř 40 % kontraktů bylo uzavřeno na bázi odhadované ceny) se cena šplhala nahoru a v roce 2008 začaly docházet peníze. V té době také došlo k sedání domů kolem Viljzelgracht a stavba byla pozastavena. Od začátku roku 2009 vládní komise posuzovala, zda stavbu úplně zastavit, jenom částečně dokončit (ze stanice Noord na hlavní nádraží) nebo pokračovat. Nakonec bylo rozhodnuto stavbu dokončit. Metro bude představovat důležitý prvek infrastruktury, spojení mezi severem a jihem Amsterodamu a již investované náklady přes 1 mld EUR by byly vyhozené do vzduchu, nehledě na to, že zakonzervování stavby by také stálo další miliony. Takový byl tedy verdikt komise. Odpůrci metra ale namítali, že ražba tunelu pod historickým centrem města zničí cenné památky, že náklady se vymkly kontrole a že vlastně Amsterodam žádné metro ani nepotřebuje, protože tramvajové linky středem města splňují svůj účel dostatečně. Když


už metro, tak snad jedině ze severního předměstí na hlavní nádraží. Ukázalo se totiž také, že i odhady počtu přepravených cestujících byly trochu nadnesené. Původní odhady 200 tisíc cestujících denně totiž počítaly s tím, že bude tato trasa prodloužena až do centra předměstí Amstelveen. Pokud bude linka končit na nádraží Amsterdam Jih, je realistický odhad cestujících spíš 160 tisíc denně. Ve stavbě se tedy pokračuje a obtížné podmínky nutí projektanty a stavbaře přicházet s technologiemi, které jsou zcela unikátní a obdivuhodné. U N I K ÁT N Í T E C H N O L O G I E P O D H L AV N Í M N Á D R A Ž Í M

Jedním z nejsložitějších míst je tunel a stanice metra pod hlavním nádražím. Po technické stránce nemá obdoby. Amsterodamské nádraží je nejzatíženější dopravní křižovatka v zemi. Je to ale také národní kulturní památka. Geologické podmínky, tak jako v celém Amsterodamu, jsou zde nesmírně složité. Amsterodamské nádraží postavené v 19. století (1889) podle projektu architekta Cuyperse leží prakticky na umělém ostrově a základy této budovy tvoří dřevěné piloty (celkem cca 10 000) – tak jako u všech staveb v historickém středu města (obr. 3). „Podle docho61


❚

STRUCTURES Obr. 3 Schéma základů historické budovy nádraží ❚ Fig. 3 Scheme of the foundation of the historical railway station building Obr. 4 Schéma betonové roštové konstrukce nových základů nádraží ❚ Fig. 4 Scheme of the concrete grid of beams of the new foundations of the railway station building Obr. 5 Schéma technologie vertikálního mikrotunelování Fig. 5 Scheme of the vertical microtunneling

❚

Obr. 6 Schéma sendvičové stěny budované tryskovou injektáží mezi Tubexové pilíře ❚ Fig. 6 Scheme of the sandwich wall built by jetgrouting into Tubex pillars Obr. 7 a) Tubex-stroj při práci, b) Tubex pažnice ❚ Fig. 7 a) Tubex machine, b) Tubex tube NAP – Normal Amsterdams Pijl ~ úroveň moře 3

4

5

vaných nákresů by těch pilot mělo být v dotčeném místě pod nádražím kolem 1 800, nakonec se jich ale našlo přes 3 000“, říká Duco Vaillant z Informačního centra Noord/Zuidlijn (Dienst Metro). Aby mohlo metro vést pod nádražím, bylo nutné původní dřevěné piloty odstranit a vytvořit nové základy pro stavbu stanice metra i tunelu. Stolová konstrukce a sendvičové stěny Aby měla budova nádraží pevné základy, bylo rozhodnuto použít „stolovou“ roštovou konstrukci se sendvičovými stěnami. Staré dřevěné piloty a nosníky byly odstraněny a nahrazeny betonovou roštovou konstrukcí, která pod perony spočívá na dvou pilotových stěnách, které jsou budovány pomocí 62

technologie vertikálního mikrotunelování (obr. 5). Pod halou nádraží spočívá rošt na sendvičových stěnách. Byly použity ze dvou důvodů: přenášejí svislé zatížení z horní roštové konstrukce zatížené budovou nádraží a zabezpečovaly hloubení stavební jámy, do které byl zanořen tunelový tubus pro tunel metra, ve vodorovném směru. Stěna sendvičové konstrukce pod halou nádraží musí být pevnější než pilotové stěny budované metodou mikrotunelování pod peróny, protože historická konstrukce nádražní haly se dokáže vyrovnat s menšími poklesy než snese střední propojovací tunel pro cestující pod perony a jejich vlastní konstrukce. Zatímco pod perony mají nosné pilotové stěny tloušťku cca 1,8 m, sendvičové stěny pod ná-

dražní halou mají v průměru tloušťku 3 m. Každá ze sendvičových stěn pod halou je tvořená dvěma řadami po sto čtyřiceti Tubexových pilířích (Tubexpalen) o průměru 450 mm a maximální délce 60 m vyplněných betonem (obr. 6). Zpevnění mezi nimi zajišťuje zhruba tři sta sloupů vytvořených tryskovou injektáží zeminy. Tubexové výpažnice pilířů nemají úplně hladký povrch, ale jsou opatřeny šroubovými prstenci, aby k nim cementová suspenze injektáže dobře přilnula. Velká celková tloušťka stěn zajišťuje jejich pevnost a tuhost a předchází případným škodám na historické budově. Technologie s použitím Tubexových pilířů byla vybrána proto, že pilíře mohly být zapouštěny do země do velké hloubky a v malém prostoru bez vib-


❚

6/2012


rací. Mohly tedy být postupně instalovány mezi stávajícími dřevenými pilotami, aniž by se snížila nosná kapacita základů. Pro podmínky pod nádražím byl firmou Tubex vyvinut speciální vrtací stroj, který umožnil instalaci bez přílišného hluku (obr. 7). To bylo velmi důležité, protože všechny operace probíhaly za plného provozu nádraží. Nosnou roštovou konstrukci tvoří primární předpjaté nosníky a sekundární nosníky. Primární nosníky jsou uloženy na sendvičových stěnách a leží mezi sloupy budovy nádraží. Sekundární nosníky jsou uloženy v místě slou-

6

7a

6/2012

pů a přenášejí zatížení ze stávající konstrukce na primární nosníky. „Museli jsme pracovat postupně“, vysvětluje Jasper Jansen ze společnosti Strukton, která je jedním z dodavatelů. „Nejprve jsme postavili pomocnou konstrukci, aby budova nádraží, národní kulturní památka, byla podepřena a nedošlo ke škodám způsobeným nerovnoměrným sedáním budovy. To byl jeden z nejdůležitějších požadavků. Museli jsme být velmi opatrní. Potom jsme odstranili staré základy tvořené dřevěnými pilotami včetně podlahy v hale, abychom vytvořili prostor pro výstavbu nové konstrukce. Po jejím dokončení jsme mohli odstranit pomocnou konstrukci“. Monitorovací systém zajišťuje průběžné zaměřování budovy nádraží během stavby. Při kritických operacích, např. umístění pomocné konstrukce a konečné „usazení“ budovy na nové základy, byla frekvence měření zvýšena. Stavba roštové konstrukce probíhala ve velmi obtížných podmínkách v omezeném prostoru při maximální výšce 3,1 m. Tubexové roury sendvičových stěn, které jsou ve výsledku 60 m hluboké, musely být zapouštěny do země postupně, v segmentech. „K tomu jsme vyvinuli speciální šroubové spoje“, vysvětluje Jasper Jansen. „Je to opravdu unikátní zkušenost, protože musíte brát v úvahu tolik aspektů a vždycky vás čeká nějaké překvapení“, dodává. Přes všechno úsilí se nepodařilo speciálně pro tento účel vyvinutému stroji Brutus vytáhnout všechny dřevěné piloty ze země. Některé se přetrhly a na je-

❚

STRUCTURES

jich zbytky v hloubce stroj nedosáhnul. Pozůstatky dřevěných pilot a jiné překážky způsobují, že cementové sloupce tryskové injektáže nejsou všude úplné. Kontrolní systém však zaručuje, že odchylky jsou v normě. Svislé mikrotunelování Roštová konstrukce pod perony a kolejišti je uložena na piloty vytvořené mikrotunelováním. Mikrotunelování se často používá v městském prostředí, kde není příliš prostoru pro výkopy a otevřené hloubení. Pro stavbu metra vyvinul dodavatel úplně novou metodu „svislého mikrotunelování“. Tato technologie má řadu výhod. Může být použita na místech s omezenou pracovní výškou, např. i pod budovami, systém pracuje bez vibrací a velkého hluku a stroje pro tunelování jsou řiditelné, čímž se zaručuje přesnost polohování. „Pro naši metodu práce je výška 3 m dostačující“, říká Ruud van der Meer, projektový manažer z CMM (Combinatie Microtunneling Metrostation CS). „I z malého sklepa dokážeme provrtat piloty 70 m dlouhé“. Pomocí mikrotunelování byly hluboko do země zavrtány ocelové segmenty – pilíře. Když pilíř dosáhl požadovanou hloubku, byla vrtací souprava vytažena nahoru a dutý ocelový pilíř byl vyplněn betonem. S pomocí vertikálního mikrotunelování je možné dopravit hluboko do země pilíře o velkých průměrech bez velkých vibrací a velkého hluku, proto je při použití této technologie také minimální riziko sedání budov na povrchu.

7b

❚


63


❚

STRUCTURES

8a

8b

„Když jsme začínali, bylo pro nás všechno nové a naráželi jsme na nečekané problémy“, říká Ruud van der Meer. „Např. jsme nacházeli dřevěné piloty, které nebyly na výkresech. Zpočátku to šlo velmi pomalu. Museli jsme hledat nová řešení, improvizovat, nakonec to ale mělo pozitivní vliv nejen na vývoj nových technologií, ale také na rozvoj našeho týmu. Metodu vertikálního mikrotunelování jsme zlepšili a optimalizovali. Zpočátku nám trvalo čtyři týdny, než jsme fixovali jeden sloup, teď to máme hotové za čtyři dny“. Trysková injektáž s centimetrovou přesností Injektování měla na starosti belgicko-německá firma Smet-Keller. Její manažer Henk Dekker říká: „Musíte pracovat s určitou rychlostí a musíte pro to mít cit“. Trysková injektáž vyžaduje znalosti, ale především zkušenosti. Je to umění vytvořit zpevněný sloupec v zemině, na centimetr přesně v požadované velikosti. V roce 2005 začala první fáze projektu. O dva roky později byla dokončena severozápadní stěna a v roce 2008 byla dokončena severovýchodní stěna. „Byla to výzva. Pracovali jsme v omezené výšce, omezeném prostoru, s různými průměry sloupů od 0,8 do 2,2 m a 24 h denně“, říká Henk Dekker. Ponořování tunelového tubusu a zanořování pod budovu nádraží Po dokončení roštové nosné konstrukce se mohlo pod ní začít s hloubením prostoru pro zanoření tunelových tubusů, jakousi dočasnou plavební komoru, prostoru pro tunel pod nádražím a stanici před nádražím. 64

Po snížení hladiny spodní vody na úroveň –6,5 m NAP se začalo s hloubením zanořovací komory. Během hloubení byly z prostoru odstraněny původní základy budovy a peronů včetně veškerého zdiva a dřevěných pilot. Aby se zabránilo deformacím podpěrných stěn nové roštové základové konstrukce, byly stěny pod budovou i pod perony zajištěny ve dvou úrovních rozpěrami. Prostor pro tunelový tubus byl hlouben do úrovně – 19 m, nejdříve 6 m hloubky suchou metodou a dalších 13 m i pod vodou. Komplikace při hloubení způsobovaly dřevěné piloty původních základů, kterých bylo mnohem víc, než se očekávalo. Po vyhloubení prostoru byla vytvořena betonová stěna o tloušťce jednoho metru formou betonáže pod vodou a opěrná konstrukce mohla být odstraněna. Tunelový tubus, dlouhý 136 m, vysoký 8 m, 21 m široký a vážící cca 21 tisíc t, byl mezitím vyroben v doku v Sixhavenweg a s pomocí remorkérů doplaven k protějšímu břehu řeky Ij. Po doplavení do provizorní plavební komory v ní byla hladina vody snížena na – 3 m, aby se celý tubus mohl zasunout pomocí speciálních navijáků pod budovu nádraží. Poté co byl tubus výškově pod nádražím, následovalo s pomocí speciálních ponořovacích pontonů a navijáků jeho postupné zanořování až do hloubky – 17,5 m NAP. Po dosažení požadované hloubky byl tubus zavěšen ve čtyřech místech na betonovou roštovou konstrukci a skrze otvory ve stěnách a podlaze tubusu byla do prostoru kolem něj pumpována směs písku a vo-

dy. Po vyplnění volného prostoru pískem a zajištění spolehlivého usazení tubusu bylo zavěšení na roštovou konstrukci odstraněno. Tunely ponořené pod Ij Tak jako tunel pod nádražím i prefabrikované betonové části tunelu uložené pod dnem v zálivu Ij byly nejprve vyrobeny v suchém doku, postupně připlaveny, zanořeny na dno a vodotěsně propojeny. Jednotlivé díly mají délku 141 m, jsou široké 12 m a vysoké 7 m. De Ruyterkade – čtyři dopravní úrovně nad sebou Hned za nádražím na břehu Ij, v úzkém místě zvaném De Ruyterkade, prochází různé dopravní trasy v několika úrovních nad sebou (obr. 9). V nejnižší úrovni je budované metro, nad ním tunel pro auta, podchod pro chodce je na úrovni perónů nádraží a nad ním ještě autobusové nádraží. Pod takovou obrovskou stavbou o několika patrech musí být pevné základy. Základy sestávají z šedesáti pěti vrtaných pilot vyplněných betonem opřených až do hloubky 62 m. V 60 m se totiž nachází úroveň druhého písčitého podloží, které je teprve dostatečně únosné. Obvykle mají budovy v Amsterodamu základy v první, a jen výjimečně druhé vrstvě písčitého podloží. Protože nádraží leží převážně na vodě, ne na břehu Ij, byly piloty vrtány částečně z pontonů. Konstrukce stanice metra před nádražím Před nádražím na náměstí zvaném Voorplein se buduje nová stanice met-


❚

6/2012


❚

STRUCTURES

Obr. 8 a) Plavení prefabrikovaného dílu tunelu po řece Ij, b) schéma zasouvaní prefabrikovaného tunelu pod budovu nádraží ❚ Fig. 8 a) Floating of the precast tunnel on the Ij river, b) scheme of inseting the precast tunnel under the railway station building Obr. 9 Schéma čtyř dopravních úrovní na De Ruyterkade ❚ Fig. 9 Scheme of four levels of traffic on De Ruyterkade Obr. 10 Schéma stanice Voorplein v prostoru před nádražím ❚ Fig. 10 Scheme of the Voorplein station in front of the railway station Obr. 11 Spouštění armokoše do budované milánské stěny na Voorplein ❚ Fig. 11 Lowering the steel cage into pile wall built on Voorplein Obr. 12 Výstavba stanice Voorplein pod ochranou milánských stěn ❚ Fig. 12 Excavation of the Voorplein station under the pile wall protection 9

ra, která leží 20 m hluboko, ještě pod úrovní metra Oostlijn (východní linky), se kterou se právě zde setkává. Normálně se v takovém případě postupuje pomocí hloubení a betonování pod vodou. Vzhledem k malému prostoru a vysoké dopravní zatíženosti na povrchu nebylo možné použít obvyklý postup výstavby z povrchu v otevřené stavební jámě, a byla použita milánská metoda (metoda vyvinutá při stavbě milánského metra, podobně jako v Praze na tunelu Blanka v úseku mezi Letnou a Prašným mostem, pozn. red.). Nejprve byly zbudovány hluboké opěrné stěny (obr. 11), mezi ně vybetonována stropní deska konstrukce stanice a teprve potom se začalo s odtěžováním podloží pod ní. Pro základy stanice metra, stejně jako v případě De Ruyterkade, bylo použito vrtaných pilot. Zajímavostí na nich je, že nejvrchnější části, zhruba 20 m vysoké, jsou ocelové. Tyto díly jsou v dokončené stanici viditelné a tvoří nosné sloupy ve vstupní hale. Rozhodnutí o ocelových sloupech mělo čistě architektonický důvod. Ocelové sloupy vypadají štíhlejší, elegantnější a lépe zapadají do navrženého stylu haly. Kesonová metoda mezi nádražím a centrem Mezi nádražím a centrem starého města je tunel stavěn kesonovou metodou. Metoda, používaná např. pro zakládání mostních pilířů a k pracím pod vodou, je v posledních letech nahrazována modernějšími postupy, ale pro stavbu metra v Amsterodamu je vzhledem k podloží velmi vhodná. Stejným způsobem bylo stavěno i metro Oostlijn. 6/2012

❚

10

11


12

65


❚

STRUCTURES

da je tak měkká a nestabilní, že se musí před strojem zmrazovat. Ražené, nebo spíše vrtané, tunely mají průměr 6,52 m a jsou raženy v hloubce od 20 do 30 m. Částečně se tak nacházejí v druhé písčité vrstvě podloží. V úseku Vijzelgracht zachází ale až do takzvané „eemklei“, tj. těžkého jílu. Pod úzkou uličkou Ferdinand Bolstraat jsou tunely dokon ce nad sebou (obr. 13) a stanice metra De Pijp má nástupiště také nad sebou. Vyvrtané tunely jsou obloženy ostěním z prefabrikovaných betonových (C45/55) tubinků tloušťky 350 mm. Jeden prstenec ostění délky 1,5 m sestává z pěti segmentů a závěrného dílu, tzv. klenáku, poloviční šířky. Betonové segmenty (obr. 14) byly vyrobeny v Německu a do Amsterodamu dopraveny po železnici. Poprvé zde byl v Nizozemsku použit pro tunelové ostění vláknobeton s polypropylénovými vlákny, a proto není nutné nákladné protipožární obložení tunelu.

13

Na tento úsek metra, který budovaly firmy Heijmans a Visser&Smit Bouw, byly použity tři velké kesony. Vzhledem k velmi obtížným podmínkám při práci (velké rozdíly tlaku uvnitř kesonu a na povrchu), byli dělníci, kteří na stavbě pracovali, pod neustálým lékařským dohledem. Stejně jako potápěči se totiž vystavují riziku rychlé změny tlaku a musí nejprve projít dekompresní komorou, než vyjdou na povrch. Ražený tunel v centru města Celková délka raženého tunelu, který provádí sdružení Saturn (Dura Verneer a Züblin) je 3,8 km. Jeho trasa byla vybírána tak, aby co nejvíce kopíroval nadzemní dopravní trasu a vyhnul se zástavbě. Tunely razí čtyři tunelovací stroje, které byly dodány německou firmou Herrenknecht. Stroje jsou speciálně uzpůsobené pro podmínky v Amsterodamu. Zatímco v jiných městech se musejí doslova provrtávat skálou, „v Amsterodamu je to jako když se prodírají pudinkem“, uvedl Michel de Boer ze společnosti Herrenknecht pro deník Volkskrant. Pů66

Stanice hloubené pod vysokým tlakem Opět z důvodu malého prostoru byla při hloubení stanic Vijlzegracht, De Pijp a Rokin použita milánská metoda, kdy se nejdříve vyhloubí a vybetonují hluboké stěny, které rozpírá betonová deska, a teprve pod její ochranou se může začít hloubit podzemní prostor. Nejprve byly realizovány železobetonové piloty pažené bentonitovou suspenzí. Po dokončení pilotových stěn, byla okolní zemina proinjektována cementovou směsí tryskovou injektáží, a tím se stěna 200 m dlouhá ještě více zpevnila. Výsledná tloušťka stěny je 1,2 m. Veškerá technika pro podzemní práce se dostávala pod zem třemi otvory vytvořenými v horní betonové desce a stejně tak vyhloubený materiál ve směru nahoru. „To bylo velmi náročné na organizaci práce, protože se pracovalo na velmi malém prostoru. Častokrát to bylo obtížné skloubit všechny operace“, říká Duco Vaillant z Informačního centra. Při stavbě hloubených stanic se vzhledem k hloubce a vlastnostem půdy muselo přistoupit k jejímu zmrazování. V případě stanic Vijzelgracht a De Pijp se muselo hloubit pod vysokým tlakem vzduchu, aby se vyrovnal obrovský tlak vody ve velkých hloubkách. Např. při hloubení stanice Vijzelgracht se muselo vytěžit 93 000 m3 země. Přirozený tlak na dno byl ve velké hloubce nedostatečný a vztlak spodní

14 Obr. 13 Schéma vedení obou směrů metra nad sebou v úzké ulici De Ferdinand Bolstraat ❚ Fig. 13 Scheme of the both directions of the metro lined in the narrow trench under the De Ferdinand Bolstraat Obr. 14 Betonové prefabrikované tubinky pro raženou část metra ❚ Fig. 14 Prefabricated concrete segments of tunnel lining Obr. 15 a) Stanice Vijzelgracht, b) schéma výztuže 1,5 m silné základové desky stanice ❚ Fig. 15 a) Vijzelgracht station, b) scheme of reinforcement of the 1.5m thick foundation slab of the station

Redakce děkuje časopisu Cement a společnostem Dients Metro, Combinatie Strukton/Van Oord a Conquest za poskytnuté materiály a fotografie. ❚ All figures courtesy of Combinatie Strukton/Van Oord.

vody vysoký. Stropní deska stanice leží v – 21 m NAP a je silná 1,5 m (obr. 15). Podél celé budoucí stanice byl vytvořen přechodný uzavřený prostor, pracovní tlaková komora, v které byl tlak vzduchu dvakrát vyšší, než je normální. Teprve když se v úrovni – 32 m NAP dosáhlo projektovaného dna stanice a vybetonovala se podlaha, byl tlak snížen, protože masivní podlaha z vodostavebního betonu je navržena tak, aby dokázala tlaku vody vzdorovat. Při stavbě těchto stanic byla na povrchu uzavřena vždy jenom polovina ulice, aby v ní mohl být alespoň omezeně zachován běžný provoz. Pod historickým centrem města kopíruje ražený tunel záměrně ulice, aby se nemuselo hloubit pod domy. V některých místech jsou ale tunely vedeny velmi blízko základům domů, a tam se muselo postupovat velmi opatrně. Půda byla preventivně zpevňována cementovou injektáží. Tato metoda se již dříve používala například při stavbě Jubilee Line Extension v Londýně nebo při stavbě stanice rychlovlaku pod nádražím v Antverpách.


❚

6/2012


15a

❚

STRUCTURES

15b

Literatura: [1] http://www.amsterdam.nl/ noordzuidlijn/organisatie/ aannemers/ [2] Metrostation CS: Stationgebouw en emplacement, Voorplein, Kruising met De Ruyterkade, vyd. conquest.nl, 2009 [3] Bijkerk J.: Een uniek projekt, Cement 8-2010, pp. 4–7 [4] van Empel N., Kaalberg F., Haring F.: Boorproces goed op weg, Cement 8-2010, pp. 8–15 [5] van der Ploeg R., Peerdeman B., Dorreman J.: Omgeving vraagt om maatwerk, Cement 8-2010, pp. 16-22 [6] van´t Verlaat S.: Hulpconstructies zijn obstakels, Cement 8-2010, pp. 2429 [7] van den Berkmortel R., Bhageloe S., Bloemhof K.: Ontgraving onder hoge druk, Cement 8-2010, pp. 30–36

Nad stanicí Rokin, která leží v hloubce – 20 m, je pět pater garáží, jejichž stropní desky současně tvoří vodorovné rozpěry hlubokých stěn konstrukce. BEZPEČNOST PŘEDEVŠÍM

Celá stavba probíhá za velmi těžkých podmínek, ale také s mimořádně vysokými bezpečnostními nároky. Potvrzuje to Wolfgang Wieser ze společnosti Grontmij, která má na starosti kontrolu rizik. Wolfgang se svým pětičlenným týmem kontroluje každý detail a probírá rizika s účastníky stavby na všech úrovních, protože, jak říká: „Lidský faktor představuje jedno z nejdůležitějších rizik“. Grontmij se společností Sol Data instaloval podél celé stavby monitorovací systém, který sleduje všechny pohyby podloží a základů budov. KOMUNIKACE S VEŘEJNOSTÍ J E D Ů L E Ž I TÁ

Město věnuje velkou pozornost komunikaci s veřejností. Zřídilo informační centrum a provozuje webové stránky (www.amsterdam.nl/metro, www.hierzijnwij.nu), kde je obrovské 6/2012

❚

množství informací, filmů a fotografií. Celý postup výstavby, traťové úseky i jednotlivé stanice, je detailně zachycen na stovkách pečlivě, časově i místně, roztříděných fotografií přístupných na adrese www.flickr.com/photos/ noordzuidlijn/. Zájemci tak mohou sledovat stavbu prakticky on-line. Informační centrum pořádá prohlídky stavby a snaží se pozitivně působit na obyvatele, kteří jsou již unavení z toho nekončícího staveniště uprostřed města. Tunelovací stroje dostaly svá jména, a zatímco ty pražské se jmenují Tonda a Adéla, ty čtyři amsterodamské jsou Gravin, Noortje, Victoria a Molly. A tak jste se mohli před pár týdny třeba dočíst, že „Molly již opustila stanici de Pijp a razí si to směrem k Vijzegracht. Za 24 dnů urazila Molly 300 m v hloubce 30 m“. Molly již mezitím dorazila do stanice Vijzelgracht a její mise byla ukončena. To ale teprve čekalo na Victorii, která naopak vyrazila z Vijzelgracht ke stanici Rokin a prodírala se těžkým „eemklei“ průměrnou rychlostí 11 m za den. V době publikování článku již nejspíš


i Victoria ukončila svůj úkol, ale ještě mnoho práce zbude všem stavbařům podílejícím se na této stavbě století. Všichni si zaslouží obdiv, protože dokazují, že lidský um, vynalézavost a houževnatost si dokáže poradit i s téměř nepřekonatelnými překážkami. My všichni se můžeme těšit, že za pět let se svezem v Amsterodamu supermoderním metrem. Jitka Prokopičová (autorka žije v Nizozemsku)

Investor Projektant Architekt stanic Koordinace

Hlavní dodavatelé

Gemeente Amsterdam, Rijksoverheid, Stadsregio Amsterdam Witteveen+Bos, Ingenieursbureu Amsterdam (IBA), Royal Haskoning Benthem Crouwel Dienst Metro VIA NoordZuidlijn, Herrenknecht, Strukton, Heijmans, Max Bögl, Nelis Infra, ProRail, Sol Data en Grontmij, Van Hattum en Blankevoort, Vobi, MNO Vervat, Ballast Nedam Infra Noord West, Koninklijke BAM Groep NV, B.V. Aannemingsmaatschappij J. Seignette Saturn (Dura Vermeer + Züblin)

67

SANACE A REKONSTRUKCE

❚

REHABILITATION AND RECONSTRUCTION

REKONSTRUKCE TECHNOLOGICKÝCH TUNELŮ NÁRODNÍHO DIVADLA ❚ RECONSTRUCTION OF TECHNOLOGICAL TUNNELS FOR THE NATIONAL THEATRE Petr Doležal Na Masarykově nábřeží v Praze 1 byla v období od března 2011 do dubna 2012 realizována technicky zajímavá a náročná rekonstrukce tří cca 150 let starých tunelů vedoucích ze suterénu historické budovy Národního divadla pod silniční komunikací až k rubu nábřežní zdi. Tunely sloužily jako trasa pro nasávání čerstvého a odvod využitého vzduchu a rovněž jako trasa přívodního a vratného potrubí technologické vody z Vltavy pro chlazení (vytápění) objektu. Jako podobné inženýrské stavby postupně dožívaly, až dospěly do stavu, kdy již závažné statické a hygienické závady nebylo možné efektivně eliminovat. Národní divadlo se rozhodlo pro jejich zásadní rekonstrukci, spočívající v realizaci nových spolehlivých železobe-

1

tonových konstrukcí s nadstandardní životností 150 let, bezpečně vzdorujících „povodni 2002“

theatre operations, no obstacles for the traffic

a plnících všechny původní účely. Opravdovou

on the river bank, meeting all requirements set

výzvou byl pro projektanty i stavbaře poža-

by the cultural heritage conservation authorities.

davek na realizaci díla bez omezení provo-

The client also asked to carry out a radical

zu divadla, zachování automobilové dopravy

change in the whole structure – the tunnels

na nábřeží, plnění pokynů orgánů památkové

are also intended for the traffic of large-volume

péče a především přání objednatele radikál-

containers with equipment from the Vltava River

ně přizpůsobit celý úsek od líce nábřežní zdi

(the containers will be unloaded from ships) into

až do útrob suterénu budovy budoucí lodní

the National Theatre.

dopravě velkoobjemových kontejnerů s divadelními dekoracemi po Vltavě. ❚ Technically

NĚCO Z HISTORIE

interesting and demanding reconstruction of

Počátek existence tří kamenných tunelů světlosti 3 m podcházejících nábřežní komunikaci je možné datovat cca okolo roku 1841, tj. o 20 let dříve, než bylo započato s výstavbou předchůdce a dnešní nedílné součásti „Zlaté kapličky“, budovy tzv. „Prozatímního divadla“. Na archivních fotografiích (obr. 1), kde se ještě nevyskytuje nejexponovanější část divadla, tzv. „Zítkova část“, jsou v líci nábřežní zdi vedle řetězového mostu císaře Františka I (stavěn 1839– 1841) zřetelné rozpoznatelné tři klenuté portály, před nimi náplavka s čluny, pracující lidé. Z dochovaných výkresů je patrné, že architekt Ignác Ullmann musel jejich existenci a užívání respektovat, a divadlo bylo vystavěno nad ně. Tunely byly zřízeny za účelem plynulého překonání výškového rozdílu mezi Vltavou a prostorem za dnešním divadlem pro přepravu zboží z říčních člunů. Z města tudy byly zpět k řece vyváženy odpadky a odtékala srážková voda. Svým profilem tunely vyhovovaly pohybu koní užívaných k tahu vozů po nakloněné rovi-

three technological tunnels was successfully carried out from March 2011 to April 2012. The existing tunnels were approximately 150 years old and they are situated on the Vltava embankment (Masarykovo nábřeží) in Prague. The tunnels lead from the basement of the National Theatre historical building under the embankment road towards the bank wall face. They are used to supply fresh air and divert stale air, as well as supply and return pipeline for technological water from the Vltava river, used for cooling (heating) the building. Like all similar engineering structures, the tunnels aged over the time, until the moment when their state did not allow proper functioning. It was not possible to eliminate serious static and sanitary defects any more. The National Theatre management therefore decided to perform an essential reconstruction. The reconstruction is based on new reliable reinforced concrete structures

with

exceptional

durability

of

150 years. The structure would safely resist the 2002 flood water levels and keep all its required functions. Both the designers and construction teams were challenged by the following requirements: no restriction on the

68

ně. Takto byla ostatně dopravena významná část materiálu pro stavbu Národního divadla. Postupem času tato dopravní spojnice náplavky s městem ztratila na významu. Při rozšíření nábřeží v letech cca 1903 až 1904 byly dva tunely prodlouženy k rubu dnešní nábřežní zdi. Tyto novější úseky tvoří menší cihelná konstrukce světlosti cca 1,5 až 1,8 m. V dříku zdi byly zřízeny svislé vzduchotechnické šachty, které jsou až do dnešních dnů ve vrcholech opatřeny nepřehlédnutelnými ozdobnými zákryty ze žulových bloků a desek. Dva tunely tehdy začaly sloužit jako technologické přepravní cesty vzduchu a vody do divadla. Při rozsáhlé přestavbě Národního divadla v letech 1977 až 1984 byly tunely účelově upraveny. Ve směru od Národní třídy jsou z té doby pojmenovány čísly 1, 2 a 3. Zvolená koncepce vycházela z požadavku bezpodmínečného dodržení termínu dokončení rekonstrukce a znovuotevření první scény k 100. výročí otevření Národního divadla 18. listopadu 1983 a nutnosti zachovat dopravu na Gottwaldově nábřeží. Obecně proběhla úprava pouze z vnitřního prostoru tubusů a omezila se na nejnaléhavější statické zajištění poruch klenbových konstrukcí, zřízení vnitřních hydroizolací, technologických kanálů, podlah a instalaci zařízení. Tunel 1 stavbě sloužil jako přepravní cesta suti z budovy do nákladní-


❚

6/2012


❚

Obr. 1 Stará pohlednice Českého prozatímního divadla s portály tunelů v původní nábřežní zdi ❚ Fig. 1 Old postcard of the Czech Interim Theater with original tunnel portal in the bank wall Obr. 2 Až 20mm trhliny v cihelném úseku původního tunelu 2, srpen 2008 ❚ Fig. 2 Cracks up to 20 mm in the brick masonry of the original tunnel No. 2, August 2008

REHABILITATION AND RECONSTRUCTION Obr. 3 a) Tunel 3, b) tunel 2, c) detail havarijního stavu stropní části nosné konstrukce tunelu 2, stav před rekonstrukcí, srpen 2008 ❚ Fig. 3 a) tunnel No.3, b) tunnel No.2, c) detail of the disrepair ceiling part of the structure – tunnel No.2, before reconstruction, August 2008

v novějších cihelných úsecích shledány četné trhliny s šířkou dosahující až 20 mm (obr. 2). Logicky následoval diagnostický průzkum nosných konstrukcí (obr. 3), podrobný výpočet zatížitelnosti, posouzení vlivu na obvodovou stěnu budovy divadla. Ze zjištěných skutečností vyplynulo, že životnost tunelů se již blíží ke konci, stav tunelu 2 je havarijní, zatížitelnost dopravou nízká. Na nábřeží byl Dopravním podnikem neprodleně vyloučen provoz tramvají s velkým nápravovým tlakem. Národní divadlo přijalo nezbytná opatření na zajištění bezpečnosti a započalo s přípravou zásadní rekonstrukce.

2

ště, kontejnerové lodi i nového centrálního objektu výroby a skladování. Záměr vychází z celoročně velmi dobrých plavebních podmínek na Vltavě i těsné blízkosti dnes minimálně využívané plavební komory Mánes. Jeho realizace by eliminovala současnou, stále obtížnější a dražší kamionovou přepravu dekorací z několika skladových objektů po městské uliční síti včetně dnes nezbytné několikanásobné ruční manipulace s kusovým nákladem. Do koncepce byl proto zahrnut cca 30,5 m dlouhý úsek dopravního koridoru s kolejovou dráhou o rozchodu 1,9 m, který začíná u technicky unikátních protipovodňových vrat skry-

K O N C E P C E A B U D O U C Í Z Á M Ě RY

ho člunu kotvícího na Vltavě. Následně byl uvnitř zaizolován, oplechován a vybaven výkonným velkým ventilátorem. Jeho tubus se stal součástí technologie vzduchotechniky, která je dnes schopna do budovy dodávat a temperovat cca 80 tisíc m3/h čerstvého vzduchu. Do části tunelu 2 byla vestavěna strojovna vzduchotechniky. Zde umístěné ventilátory odsávaly z budovy použitý vzduch a vytlačovaly ho dále tubusem a nábřežní šachtou ven. Tunel 3 byl standardní ražbou v šířce cca 2 m prodloužen až k rubu nábřežní zdi, zde opatřen novou nasávací vzduchotechnickou šachtou a napojen na sousedící nový železobetonový jímací objekt vltavské vody zřízený v pažené jámě pod povrchem chodníku. Objekt byl vybaven třemi výkonnými čerpadly schopnými dodávat do budovy potrubím vedeným tunelem 3 cca 750 m3/h chladící vody a stejnou cestou pak použitou vodu vracet do Vltavy. Z dochované archivní dokumentace vyplývá, že tehdy realizovaný stavební záměr měl pro nosné konstrukce tunelů charakter provizorního zajištění s časově limitovanou životností. Zásadní oprava byla odložena do budoucnosti. Ke zhoršení stavu tunelů velkou měrou přispěla povodeň v roce 2002, kdy došlo k zaplavení jímacího objektu a prolomení podlah vztlakem vody v tunelu 1. Po opadnutí vod byly 6/2012

❚

U tunelu 1 byl navržen stavební zásah z vnitřního prostoru, u tunelů 2 a 3 demolice stávajících zděných konstrukcí a výstavba nového objektu z monolitického železobetonu s výhledovou životností cca 150 let, který oba původní tubusy sdruží, tzn. „tunel 2+3“, a propojí se suterénem historické budovy. Důležité bylo provedení velmi kvalitních hydroizolací spolu s těsněním všech typů spár i prostupů proti tlakové vodě a zřízení systému trvalých protipovodňových opatření efektivně bránících opakování zaplavení suterénů z roku 2002. Dispozice nových inženýrských staveb byla zcela podřízena potřebám technologií vzduchotechniky, čerpání vody a výhledovým záměrům divadla. Ty spočívají ve využití tunelu 2+3 jako součásti dopravního koridoru uzavřených kontejnerů o rozměrech 8,4 × 2,2 × 2,4 m s divadelními dekoracemi. Před nábřežní zdí u Národního divadla se v budoucnosti předpokládá zřízení trvalého přístaviště kontejnerové lodi schopné najednou přivézt (odvézt) osmnáct kusů kontejnerů. Plavidlo by zajišťovalo přepravu z nového moderního objektu výroby a centrálního skladování dekorací postaveného na vhodné lokalitě u řeky. Z paluby lodi by jednotlivé kontejnery po vlastním podvozku zajížděly do portálu ve zdi a po kolejové dráze pokračovaly do vnitřních prostor budovy. Národní divadlo realizovatelnost i ekonomičnost záměru ověřovalo vypracováním studií přístavi-


3a 3b

3c

69


❚

REHABILITATION AND RECONSTRUCTION Obr. 4 Trvalé podchycení, a) podélný řez, b) tunel 2+3, příčný řez ❚ Fig. 4 a) Permanent reinforcing of the perimeter wall – longitudinal section, b) tunel No. 2+3 – cross-section Obr. 5 Stavební jáma tunelu 2+3 ❚ FFig. 5 Tunel No. 2+3 construction pit Obr. 6 Vrty pro zápory pažení stavební jámy tunelu 2+3, červen 2011 ❚ Fig. 6 Drilling for sheeting members – tunnel No. 2+3, June 2011 Obr. 7 Stavební jáma tunelu 2+3, opěry původních tunelů před budovou ND byly záměrně ponechány, červen 2011 ❚ Fig. 7 Tunel No. 2+3 construction pit, original tunnels' supports in front of the National Theatre building were deliberately left in situ, June 2011

4a

4b

tých do nábřežní zdi v klenutém portálu, procházející tunelem 2+3, otvorem v nové konstrukci podchycení obvodové zdi historické budovy a končící ve velkém nákladním výtahu s nosností 6 t uvnitř divadla (obr. 4). Ten díky svému novému hydraulickému systému kontejner bez problému vyzvedne na zadní jeviště, kde je otevřen, kulisy vyjímány a instalovány. Ostatní kontejnery z lodi lze koridorem a výtahem jednoduše dopravit do již existujících skladových prostor v jednotlivých suterénních podlažích budovy, kde jsou na kolejové dráze operativně připraveny podle divadelního repertoáru. Vše výše uvedené bylo nutné navrhnout a do detailu realizovat tak, aby po dokončení celého díla běžný návštěvník Masarykova nábřeží nepoznal změnu oproti původnímu stavu. Jedinou výjimku tvoří nový historizující portál v líci nábřežní zdi. 70

TUNEL 1

U tohoto „čistě vzduchotechnického“ tunelu byla provedena vnitřní vestavba nové konstrukce ve formě uzavřené skořepiny z monolitického železobetonu C25/30 XF3 s rubovou stříkanou hydroizolační membránou Eliminator, to vše bez otevření výkopu z povrchu vozovky. Nebyla měněna dispozice, komplikovaný tvar tubusu byl podřízen požadavkům profese vzduchotechniky. Stavební přístup do původního tubusu nebyl z budovy divadla možný. Byl proto zřízen dočasný průraz z líce nábřežní zdi opatřený mobilní protipovodňovou ochranou. Před budovou divadla byla rozebrána dlážděná vozovka a znovu využita šachta, kterou byla při poslední rekonstrukci sypána suť. Aby bylo možné eliminovat úbytek původního světlého otvoru tubusu, byla podlahová část v úseku za nábřežní zdí vybourána a zahloubena o cca

0,55 m. Zde čekalo cca 100 let na současné stavbaře příjemné překvapení, které jim zanechali jejich předchůdci. Původní opěry byly založeny na jediném masivním souvislém bloku (pasu) z hrubého drceného kameniva prolévaného vápennou maltou. Materiál to byl kompaktní, kvalitní, obdoba dnešní cementové stabilizace, byl však dobře rozpojitelný ručním bouracím nářadím. Nebylo proto nutné řešit podchycování opěr, pažení výkopu a průsaky vody. Zahloubení pod podlahu proběhlo bez problémů. Ve starším kamenném úseku u budovy byl postaven uzavřený rám světlosti cca 2,3 × 2,48 m s tloušťkou stěn cca 290 mm, založený plošně na 300 mm desce. V novějším úseku za rubem nábřežní zdi byla do cihelného tubusu vestavěna rámová skořepina proměnné výšky se světlou šířkou otvoru cca 1,45 m, tloušťkou stěn cca 150 mm,


❚

6/2012


❚


ní části až po základovou spáru nového tunelu byl vyplněn betonem. Vzhledem k značně zkosenému půdorysu jámy bylo navrženo a realizováno standardní rozepření zápor v její střední části, v krajních úsecích pak kotvení dvojic zápor táhlem za rub pažení. Kotevními prvky byly vrtané železobetonové piloty ∅ 900 mm, délky 7,5 m se zabetonovaným ocelovým profilem ve vrcholu, silově aktivovaná táhla ze závitové tyče GEWI ∅ 40 mm byla umístěná cca 300 mm pod povrch vozovky. Prostor mezi záporami byl v nízké spodní části zajištěn skořepinou ze stříkaného betonu, výše standardními dřevěnými pažinami. Popsaná alternativa pažení byla vybrána především s ohledem na důrazně požadovanou minimalizaci vlivu nežádoucích vibrací na budovu divadla i jeho nepřerušený provoz.

5

6

7

založená plošně na 250 mm desce s náběhy. Pro minimalizaci negativního vlivu objemových změn betonu byla nová konstrukce po délce rozdělena těsněnými pracovními (smršťovacími) spárami na tři betonážní takty. Technicky se jednalo o obdobu výstavby monolitického ostění používaného běžně u staveb ražených v kvalitní hornině. Podklad (původní zdivo) byl pečlivě vyrovnán cementovou maltou, na něj nastříkána hydroizolační membrána, následně v pořadí spodní (základová) deska, obě stěny, horní deska osazován armokoš a prováděna betonáž. Byla navržena a úspěšně použita technologie samozhutnitelného betonu dopravovaného do bednění jednoduše samospádem pomocí svislých vrtů ∅ 200 mm z vozovky na nábřeží. Veškeré kabelové trasy jsou v tunelu 1 vedeny trubkovými průchodkami zabetonovanými do stěn konstrukce. Je6/2012

❚

jí hladký vnitřní povrch byl ve finále z důvodu nezbytné hygienické údržby opatřen ochranným nátěrem odolným chemickým čisticím prostředkům. TUNEL 2+3

Objekt byl vystavěn v otevřené, šikmé, pažené jámě hloubky 5,5 m, šířky cca 17 m, která přetnula Masarykovo nábřeží od budovy až k rubu nábřežní zdi (obr. 5). Téměř celý její vytěžený objem obsahoval (mimo konstrukce tunelů a dříku původní nábřežní zdi) různorodé navážky, v nejspodnější části pak nejmladší říční náplavy charakteru povodňových hlín, jílů, bahna měkké až tuhé konzistence. Průsaky vody byly obecně menší, než se očekávalo, tzn. snadno odčerpatelné. Stěny jámy byly zapaženy záporovým pažením. Zápory z válcovaných profilů IPE 450 délky 11 m byly osazovány do vrtů ∅ 640 mm prováděných z povrchu vozovky (obr. 6 a 7), vrt ve spod-


Vzhledem k obecným požadavkům na minimalizaci negativního vlivu stavební činnosti a dopravy na přilehlé území města i budovu byla navržena doprava výkopů a stavební suti nákladními čluny po Vltavě. Pro plavidla byly proto v zátoce před divadlem zřízeny dočasné kotevní prvky ze zaberaněných svařených štětovnic a v nábřežní zdi vylámán do stavební jámy budoucího tunelu 2+3 dočasný manipulační prostup šířky 3 m pro nakládku (obr. 8 a 9). Negativní zkušenosti orgánů státní i městské správy z povodně 2002 si zákonitě vyžádaly důsledné řešení problematiky protipovodňových opatření i havarijních situací po celou dobu stavby. Jedním z jejích nejdůležitějších prvků byla dočasná konstrukce mobilního hrazení prostupu, tzv. „1. linie“ v líci zdi (obr. 5). Jednalo se o ocelobetonový rám ve tvaru velkého písmene 71


❚


8

10a

„U“, připnutý k líci zdi tyčovými kotvami, jeho spodní práh byl podporovaný sedmi kusy vrtaných mikropilot délky 11 m. Do rámu byla stavbou podle aktuální výšky hladiny vody pomocí jeřábu zasouvána ocelová inventární hradidla délky 12 m, pronajatá z plavební komory. Tak bylo možné manipulační prostup do cca 2 h zahradit do výšky přesahující max. hladinu vody při „povodni 2002“. Nosnou konstrukci tunelu 2+3 tvoří jednoduchý, šikmý, uzavřený monolitický železobetonový rám z C25/30 XF3 světlé výšky 2,8 m, kolmé světlé

šířky 8,6 m (obr. 4b). Je založen plošně, cca 350 mm nad běžnou hladinou Vltavy na 650 mm silné základové desce. Ta je vyložena vně stěn, což umožňuje využít hmoty zásypu proti zdvihu objektu vztlakem vody při povodni. V pruhu u budovy byla základová deska účelově zesílena na 1,7 m, aby v ní bylo možné pod podlahu fyzicky umístit trasy dvou VZT kanálů ∅ 1,1 m z trubek HOBAS a demontovatelnými prefabrikovanými panely zakrytý podpodlahový kanál pro potrubí chladicí vody (obr. 4a).

Východní strana tunelu (k budově) je otevřená, opačná západní (za rubem nábřežní zdi) je uzavřena stěnou s velkým vstupním otvorem 3,4 × 2,8 m opatřeným hydraulicky ovládanými protipovodňovými vraty. Horní deska tunelu je proměnné tloušťky 600 až 725 mm z betonu C30/37 XF4. Spojení vnitřního prostoru objektu se stávajícími ozdobnými kryty vzduchotechnických šachet č. 2 + 3 na hraně nábřežní zdi je řešeno prostřednictvím zalomeného sklolaminátového potrubí. Celkem 2 × 4 trubky ∅ 700 mm HOBAS jsou zde zabeto-

9

72


❚

6/2012


10b

❚


10c

novány do lokálně zesílené horní desky objektu. Hydroizolaci proti tlakové vodě tvoří u spodní desky dvouvrstvé asfaltové izolační pásy; stěny a horní deska byly opatřeny stříkanou hydroizolační membránou Eliminator. Veškeré pracovní a dilatační spáry byly opatřeny dvojitým těsněním (waterstopy, plechy s živičným povlakem, bobtnavé pásky). Styčná dilatační spára s budovou má antivibrační a elektroizolační úpravu. Výstavba nového objektu tunelu 2+3 proběhla z důvodu koordinace s konstrukcí řešící prostup do suterénu di-

vadla ve dvou časově rozdílných etapách. V první etapě byla vystavěna část za rubem nábřežní zdi a pod cca 2/3 šířky vozovky. Probíhala za vyloučení tramvajové dopravy a pěších. Jednosměrná automobilová doprava byla vedena po mostním provizoriu délky 27 m (obr. 5 a 10). Stavbou dotčené inženýrské sítě musely zůstat v provozu, byly dočasně přeloženy na stěnu budovy ND (STL plynovod DN 400, vodovod DN 300), případně vyvěšeny na samostatnou konstrukci překračující jámu u nábřežní zdi (silové a telekomunikační kabely), nebo přeloženy pod budoucí tunel (kanalizace DN 300). Nepřerušený provoz divadla si vyžadoval téměř po celou dobu stavby dodávky chladicí vody čerpané v jímacím objektu a dopravované potrubím zavěšeným na pažení jámy. V prosinci 2011 zde byl obnoven provoz tramvají, automobilová doprava a později pro turisty otevřen i chodník. Druhá etapa tunelu, tzn. cca 1/3 konstrukce přiléhající k budově, byla realizována až po úplném dokončení podchycení obvodové zdi v březnu 2012. K L E N U T Ý P O R TÁ L V NÁBŘEŽNÍ ZDI

Výhledový záměr Národního divadla vyžadoval vestavět do stávající nábřežní zdi dostatečně velký prostup pro budoucí vjezd kontejnerů dopravovaných po vodě. Dřík zdi byl v délce cca 7 m vybourán a následně do něho vestavěn historizující, předsazený, žulový portál světlé šířky 3,5 m s polokruhovou klenbou. V jeho vzhledu, materiálu a detailech se podle požadavku NPÚ opakuje řešení užité pro obdobné architektonic-

11

6/2012

❚


ké prvky vltavského nábřeží z let 1903 a 1904. Tvarem koresponduje se sousedícím předsazením líce zdi pod vzduchotechnickou šachtou. Při rozebírání kyklopského lícního zdiva bylo provedeno jeho pečlivé zdokumentování, očíslování jednotlivých kamenů pro následné opětovné využití na původním místě. Výstavba kamenné konstrukce proběhla bez problémů z pontonu kotvícího před zdí, pod soustavným dozorem pracovníků NPÚ (obr. 11). Zajímavostí je skutečnost, že z obchodních důvodů byla šedá žula nalámána, portál vyroben a zkušebně

Obr. 8 Kotvení nákladního člunu před lícem nábřežní zdi, květen 2011 ❚ Fig. 8 Anchoring of the cargo boat in front of the bank wall, May 2011 Obr. 9 Rozebírání kamenného líce nábřežní zdi a realizace průrazu dříkem z plovoucího prostředku, květen 2011 ❚ Fig. 9 Dismantling of the stone bank wall and getting through the wall from a floating device, May 2011 Obr. 10 a) Výstavba 1. etapy nosné konstrukce tunelu 2+3 pod mostním provizoriem, září 2011, b) výztuž horní desky tunelu 2+3 s osazeným vzduchotechnickým potrubím na nábřežní zdi, září 2011, c) na hotové 1. etapě tunelu 2+3 je dokončována tramvajová trať, listopad 2011 ❚ Fig. 10 a) Construction of the first stages of tunnel No. 2+3 structure under the temporary bridge, September 2011, b) Upper concrete slab of tunnels No.2+3 reinforcement with mounted ventilation pipe in the bank wall, September 2011 c) Completion of the tram rails on the finished part of tunnel No. 2+3, November 2011 Obr. 11 Historizující žulový portál vestavěný do nábřežní zdi, červen 2012 ❚ Fig. 11 Historicist granite portal built into the bank wall, June 2012

73


❚


12a

12b

Obr. 12 a) Princip dočasného podchycení, podélný řez, b) schéma budování trvalého podchycení ❚ Fig. 12 a) Principle of temporary reinforcing of the perimeter wall, longitudinal section, b) Permanent reinforcing of the perimeter wall building – scheme Obr. 13 a) Klenební pásy tunelu 2 nesoucí obvodovou zeď ND, oranžová linie značí vrchol výlomu, červenec 2011, b) ocelové příčníky zainjektované do vrtů pod meziokenním pilířem, září 2011 ❚ Fig. 13 a) Tunnel No. 2 vault bearing perimeter wall of the theatre, orange line indicates the border of the vault structure demolition, June 2011 b) steel cross beams embedded into walls under the column, September 2011 Obr. 14 Vnější parapetní nosník dočasného podchycení po převzetí zatížení obvodovou zdí, listopad 2011 ❚ Fig. 14 Outside reinforced concrete beam of the temporary underpinning after activating – it is carrying the load of the perimeter wall, November 2011 Obr. 15 Aktivace parapetních nosníků hydraulickými lisy, vpravo inkrementální čidlo deformací, listopad 2011 ❚ Fig. 15 Activation of reinforced concrete beams by hydaulic jacks, on the right side strain sensor, November 2011

sestaven v Čínské lidové republice. Po převzetí objednatelem byly bloky do Prahy dopraveny lodí a kamiony. P R O T I P O V O D Ň O VÁ V R ATA , B E Z P E Č N O S T N Í S Y S T É M Y, H AVA R I J N Í O PAT Ř E N Í

Pro záměr lodní dopravy kontejnerů s dekoracemi plní nezastupitelnou a klíčovou úlohu velká automatická protipovodňová vrata osazená do vstupního otvoru 3,4 × 2,8 m v západní stěně nového tunelu 2+3. Jsou navržena na zatížení hydrostatickým tlakem, který odpovídá hladině Vltavy při „povodni 2002“. Pokud by došlo k jejich poškození nebo havárii, hrozí zaplavení rozsáhlých podzemních prostor divadla. Byla jim proto věnována zvýšená pozornost a po zprovoznění provedena záplavová zkouška, kterou dodavatel prokázal jejich vodotěsnost a spolehlivost. Jedná se o dvoukřídlá ocelová vrata, otvíraná směrem k Vltavě do výklenků zřízených v dříku nábřežní zdi. Jejich nosnou konstrukci tvoří masivní rošt svařený z válcovaných profilů UPE a IPE. Na něj je z lícní strany přilepen ocelový plech se svislými a vodorovnými ozdobnými pásky s hlavami 74

nýtů, imitujícími způsob spojování plechů z let 1903 a 1904. Vše je opatřeno PKO v odstínu grafitově šedé. Křídla jsou osazena na pantech do ocelové svařované zárubně tvaru „Z“. Ta je zabetonována do monolitické konstrukce tunelu. Pohyb křídel umožňuje dvojice hydraulických válců poháněných agregátem z vnitřku objektu. Vodotěsnost vrat zajišťují speciální duté velmi elastické profily umístěné ve dvou řadách po obvodu křídel. Po jejich uzavření jsou tato těsnění přes pružné hadice natlakována vzduchem z kompresoru, který je součástí ovládací jednotky vrat. Tím dojde k silovému dotlačení elastických profilů na dosedací plochy z leštěného nerezového plechu upevněné na zárubních (zatěsnění vrat). Součástí systému je i autonomní čidlo hladiny vody ve Vltavě, které při zvýšení stavu zajistí automatické zatěsnění a podá o tom informaci do technického velína divadla. Systémy ovládání jsou řešeny tak, že umožňují manipulaci s vraty, aktivaci těsnění a udržování tlaku i při výpadku elektrického proudu. Národní divadlo si je dobře vědomo skutečnosti, že se jedná o zařízení, jehož bezvadná funkce je nezastupitel-

ná. Protipovodňová vrata budou každoročně jejich dodavatelem kontrolována a servisována. Rok 2002 nás poučil, že mnohá důmyslná protipovodňová zařízení mohou z nejrůznějších důvodů selhat. Proto byly uvnitř tunelu 2+3 realizována další tři opatření, která riziko zaplavení navazujících suterénů budovy dále snižují. Jedná se o dvě linie záchytných žlabů v podlaze, které příčně přetínají půdorys objektu a jsou svedeny do jímek se signalizačními hladinovými čidly. V první linii u vrat je do jímky instalováno aktivní ponorné kalové čerpadlo připravené k okamžitému vyčerpání průsaků potrubím před líc nábřežní zdi. Jímku druhé linie tvoří podpodlahový technologický kanál, se zásobním prostorem pro cca 10 m3 vody. Pokud by byla situace v tunelu vyhodnocena jako havarijní, je možné dopravní koridor kontejnerů před nákladním výtahem snadno uzavřít připraveným havarijním hrazením a ponechat tunel 2+3 do výšky cca 1,25 m nad jeho podlahu zaplavit vodou. Pro extrémní případ, že by budoucí povodeň mohla přesáhnout max. hladinu dosaženou v roce 2002, je ve výbavě tunelu 2+3 připraveno k oka-


❚

6/2012


❚


13a

13b

14

15

mžitému použití osm kusů nafukovacích těsnících vaků potrubí s příslušenstvím. Těmi by byla uzavřena potrubí ∅ 700 mm spojující vnitřní prostor s kryty vzduchotechnických šachet ve vrcholu nábřežní zdi. S TAT I C K É P O D C H Y C E N Í DOTČENÉ OBVODOVÉ ZDI N Á R O D N Í H O D I VA D L A

Staticky i technicky nejzajímavější částí díla byl návrh a realizace konstrukce podchycení cca 12 m dlouhého úseku obvodové zdi budovy v části „Prozatímní divadlo“ o hmotnosti cca 1 000 t. Tento úsek bylo nejprve nezbytné dočasně vynést, následně zde zřídit v pískovcových klenbách a zdivu souvislý výlom světlosti 12,2 × 5,5 m se dnem cca 700 mm pod běžnou hladinou Vltavy. V otvoru vystavět a aktivovat konstrukci trvalého podchycení umožňující dispozičně průjezd kontejnerů po kolejové dráze. To vše za nepřerušeného provozu divadla a dodržení maximálního povoleného poklesu obvodové zdi po dobu stavby cca 1 až 2 mm. Založení Hlubinné založení konstrukcí podchycení bylo provedeno v jediné etapě, 6/2012

❚

zřízením tří stěnových pilířů z tryskové injektáže v poloze původních opěr tunelů (obr. 4a). Vrtná souprava stojící před budovou vyhloubila v předepsaných etapách vějířovité vrty ∅ 145 mm procházející šikmo patními bloky pískovcových kleneb a opěrami v úseku pod zdí. Z vrtů byly vytryskány navzájem těsně přiléhající sloupy ∅ cca 1 m, které dohromady vytvořily stěnový element délky cca 8 m, vetknutý v patě do poloskalního podloží (písčitojílovité ordovické břidlice). Po celou dobu realizace tryskové injektáže probíhal geodetický monitoring líce podchycovaného úseku obvodové zdi. Nebyly zaznamenány žádné znepokojivé poklesy nebo jiné deformace. Jednalo se o alternativní návrh akciové společnosti Zakládání staveb, a. s., ke skupinovým mikropilotám v zadávací dokumentaci. Tato technologie jednoznačně urychlila postup stavebních prací. Dočasná konstrukce podchycení Po nezbytném ztužení dotčeného úseku stěny budovy do výšky dvou pater a stažení meziokenních pilířů systémem táhel a ocelových převázek bylo započato s realizací dočasné konstrukce podchycení.


Řešení využilo skutečnosti, že linie kamenných opěr původních tunelů procházely bez přerušení pod obvodovou zdí až do suterénu budovy (obr. 5 a 12). Na plášti účelově neodbouraných částí opěr byly proto zřízeny zesilující železobetonové skořepiny tloušťky 200 mm s vrcholovými úložnými bloky. Původní zdivo bylo do skořepin silně sevřeno pomocí horizontálních předpínacích tyčí RW ∅ 36 mm. Skořepiny plnily spolu se standardními mobilními hradícími prvky funkci „2. linie“ dočasné protipovodňové ochrany suterénu divadla proti vniknutí vody prosakující při povodni do stavební jámy tunelu 2+3. Pod meziokenní pilíře obvodové zdi divadla byly do vrtaných otvorů v předepsaném pořadí osazeny ocelové příčníky (obr. 13), celkem dvanáct kusů IPE 400 délky 3,35 m. Otvory byly následně vyinjektovány cementovou směsí, která nosníky do zdiva zakotvila. Hlavní nosný systém dočasného podchycení byl řešen v několika variantách. Po důkladném rozboru byla pro realizaci vybrána železobetonová konstrukce parapetních nosníků o dvou polích s převislými konci a kluzným ulože75


ním příčníků. V příčném řezu se jednalo o obdélníky 1,7 × 0,55 m (obr. 12b). Kvalitní tlakový kontakt parapetních nosníků s členitým zdivem budovy zprostředkovaly trvalé a dočasné dobetonávky (vně budovy) spolu s různými separačními a ochrannými opatřeními památkově chráněných prvků (bednicí překližky, polystyren). Po nabytí potřebných pevností betonu byla obvodová zeď mezi nosníky sevřena napnutím tyčí RW ∅ 36 mm nasunutých do ponechaných (vrtaných) otvorů (obr. 14). Vnesení zatížení bylo provedeno ak-

❚


tivací celkem 2 × 4 kusů podpůrných 200t hydraulických lisů umístěných mezi nosníky a prahy na opěrách (obr. 15). Proces proběhl ve více stupních, které na místě řídil projektant na základě vyhodnocování svislých deformací konstrukcí. Potřebné informace o chování budovy, příčníků i založení poskytovalo měření inkrementálními snímači, tenzometry a geodetické sledování rastru bodů na fasádě budovy přesnou nivelací. Po převzetí zatížení parapetními nosníky byly původní kamenné klenby tunelů odděleny řezáním technologií

„diamantového lana“ od obvodového zdiva v souvislé délce 12,2 m budoucího otvoru (výlomu). Specializovaný zhotovitel zde navrhl a s úspěchem použil horizontální smyčkové řezy. V pískovcových blocích vznikla souvislá cca 15 mm mezera, klenby přestaly přenášet svislé zatížení, bylo možné je dělit svislými řezy na menší bloky a vyjímat (obr. 16). Následovalo postupné bourání opěr směrem dolů v šířce cca 2 až 2,1 m mezi parapetními nosníky, až bylo dosaženo projektem předepsané úrovně ve vrcholu pilířů z tryskové injektá-

Obr. 16 Klenební pásy pod obvodovou zdí ND vyřezány do úrovně stropu výlomu, listopad 2011 ❚ Fig. 16 The vault under the perimeter wall is cut out into the ceiling level, November 2011

16

Obr. 17 a) Dokončený výlom velikosti cca 12,2 × 5,5 × 2 m pod obvodovou zdí ND, b) dno výlomu pod obvodovou zdí ND, cca 70 cm pod hladinou Vltavy, prosinec 2011 ❚ Fig. 17 a) Completed excavation of approx. 12.2 x 5.5 x 2 m below the perimeter wall of the theatre, b) the bottom of the excavation is about 70 cm below the surface of the Vltava river, December 2011 Obr. 18 Detail jednoho z cca 150 let starého modřínového trámů pro založení opěr původních tunelů, prosinec 2011 ❚ Fig. 18 Detail of a 150-year-old larch timber for the foundations supports of the original tunnels, December 2011 Obr. 19 Pohled na líc trvalé konstrukce podchycení, dočasné konstrukce již odstraněny, v otvorech jsou umístěny lisy roztlačující rám, leden 2012 ❚ Fig. 19 View of the permanent underpinning structures, temporary underpinning has been removed, jacks for activating of the foundations and upper frame are prepared in the holes, January 2012 Obr. 20 Pohled na trvalou konstrukci podchycení, příčný řez vedený styčnou spárou s tunelem 2+3 ❚ Fig. 20 View of the permanent structure of the underpinning, the construction joint is made in the butt joint of tunnel No. 2+3 17a

17b

18

76


❚

6/2012


že. Tímto bouráním do původně souvislého kamenného zdiva vznikly pilíře pod aktivačními lisy parapetních nosníků. Ve volné šířce původních tunelových otvorů se dno zřizovaného otvoru (výlomu) nalézalo ve vrstvě bahnitých povodňových naplavenin černé barvy, převážně hlín a jílů tuhé konzistence, cca 700 mm pod běžnou hladinou Vltavy (obr. 17). Množství prosakující vody bylo zanedbatelné. Stěny výkopu zůstaly stabilní, pažení nebylo potřebné. Po odstranění všech nečistot se v liniích opěr podařilo nalézt kompaktní vrcholy pi-

19


VZT kanálů ∅ 1,2 m následovala horní příčle z C25/30 XF3. Byla použita technologie samozhutnitelného betonu dopravovaného do bednění jednoduše samospádem pomocí svislých vrtů ∅ 150 mm provedených v okenních výklencích do zdiva nad příčlí. Oba horizontální prvky byly pomocí čtyř 500t hydraulických lisů umístěných v otvorech od sebe roztlačeny. Tento proces statické aktivace byl vícestupňový, řízený na místě operativně projektantem. Potřebné informace o chování budovy, horní příčle a založení poskytovalo měření inkremen-

ké otvory v nové konstrukci podchycení umožnily pro demolice použít mobilní bourací stroj. Cca po měsíci, kdy pokračovalo geodetické sledování budovy, bylo konstatováno, že měřené hodnoty již bezpečně potvrzují stabilizaci svislých deformací. Na všech sledovaných bodech fasády dotčeného úseku obvodové zdi byla závěrečným měřením ověřena poloha odpovídající stavu před započetím stavby s maximální odchylkou ± 1 mm. Požadavek objednatele tak byl splněn.

20

lířů tryskové injektáže a opět cca 150 let staré překvapení, které tu zanechali stavitelé kamenných tunelů. Každá z původních opěr byla založena na dvou velikých podélných trámech z modřínu s mezerou vyplněnou kamennou rovnaninou. Na ně byly položeny lícní žulové kvádry tunelových opěr, mezi nimi výplňové zdivo. Trámy byly zcela zachovalé, houževnaté dřevo mělo původní červenou barvu (obr. 18). K jejich vyjmutí z výlomu museli pracovníci použít motorovou pilu. Trvalá konstrukce podchycení Trvalá konstrukce podchycení byla ve výlomu realizována po etapách jako masivní monolitický železobetonový prvek šířky cca 1,9 m, výšky 5,55 m, délky 12,2 m, se dvěma velkými otvory (obr. 19 a 20). Staticky se jedná o uzavřený rám, který je pod svými třemi pilíři podporován stěnovými elementy z tryskové injektáže. Po realizaci základového pasu z betonu C25/30 XA2 s prostupy dvou 6/2012

❚

❚

tálními snímači a geodetické sledování přesnou nivelací. Po dosažení potřebné polohy horní příčle byly dočasné parapetní nosníky spuštěny z lisů a vyřazeny z nosné funkce. Po stabilizaci deformací založení i polohy horní příčle (cca po 24 h) byla provedena betonáž pilířů z C25/30 XF3. I zde byla úspěšně použita technologie samozhutnitelného betonu dopravovaného jednoduše samospádem pomocí dočasných trubkových „betonážních komínů“ vyústěných do boku bednění. Po nabytí potřebné tlakové pevnosti materiálu byly spuštěny a odstraněny aktivační lisy, demontovány pomocné ocelové konstrukce. Neprodleně bylo započato s oddělováním železobetonových parapetních nosníků od stěny budovy, příčným řezáním na bloky, následně i s bouráním dočasných opěr. Zhotovitelem byla opět použita technologie „diamantového lana“, která všechny účastníky stavby příjemně překvapila svoji rychlostí. Záměrně nedostavěná 2. etapa tunelu 2+3 a vel-


Statické podchycení sloupu vnitřního skeletu Jediný sloup vnitřního železobetonového skeletu budovy divadla svou patkou kolidoval s navrženou trasou dopravního koridoru kontejnerů. Sloup byl proto v potřebné výšce staticky podchycen rámovou konstrukcí (obr. 4a), která umožnila přenést svislé zatížení do základů a současně zajistit průjezdní profil. Z hlediska požadavků objednatele byly nežádoucí deformace a poruchy stropů nad sloupem, nemohl být omezen provoz nad místem výstavby ani vyřazeny z provozu blízké trubní a kabelové systémy. Založení rámu bylo provedeno hlubinné, tzn. sloupy tryskové injektáže vetknuté do poloskalního podloží. Vrtání i následná injektáž proběhly z podlahy suterénu, kam byla dopravena potřebná mechanizace. Vlastní konstrukce podchycení byla navržena a realizována z monolitického železobetonu C30/37 XC3. Skládá se ze dvou sloupů průřezu 720 × 500 mm, masivní příčle 800 × 500 mm, zákla77


❚


21

22

23a

23b

dových patek výšky 750 mm a stabilizační (protipožární) desky tloušťky 100 mm mezi příčlí a stěnou blízké šachty nákladního výtahu. Aby bylo možné vyhovět výše uvedeným požadavkům objednatele, bylo nutné nejprve funkci sloupu ve skeletu nahradit dočasnou staticky aktivovanou inventární ocelovou podpěrou typu PIŽMO. Následně vystavět trvalou konstrukci a tu opět staticky aktivovat. Aktivací bylo nezbytné eliminovat nežádou-

24a

cí svislé deformace vyplývající z dotlačení sloupů hlubinného založení, sloupů rámu i průhybu příčle. Při aktivaci byla lisy kontrolovaně roztlačena příčle rámu o průvlak skeletu budovy nalézající se nad ní. Mezera mezi „visící“ částí sloupu a příčlí byla po kontrole ustálených deformací vyplněna vysokopevnostní cementovou zálivkou. Spodní, nepotřebná část původního sloupu a jeho patka byly následně ostraněny.

Z ÁV Ě R

Je nutné připomenout, že důležitou součástí stavby byla a nezanedbatelné finanční náklady si vyžádala obnova mnoha dotčených technologií Národního divadla (vzduchotechnika, chladící voda, elektroinstalace, systémy MaR ad.), obnova cca 103 m tramvajové trati, trolejí, vozovek, chodníků, zeleně a četných inženýrských sítí na nábřeží. Podrobněji jsem se touto problematikou v článku zaměřeném především na re-

24b

78


❚

6/2012


❚


Obr. 21 Pohled na roletová vrata uzavírající vjezd z dopravního koridoru do nákladního výtahu, červen 2012 ❚ Fig. 21 View of the gate closing the entry of the transportation corridor to the cargo lift, June 2012

Obr. 23 a) Celkový pohled na otevřený vstupní otvor do tunelu 2+3, b) uzavřená protipovodňová vrata, ovládací zařízení, nad vraty výdechová VZT potrubí, červen 2012 ❚ Fig. 23 a) General view of the open entrance to the tunnel No. 2+3, b) closed flood gate, control devices, above the door expiratory air ducts, June 2012

Obr. 22 Pohled do dokončeného tunelu 2+3 s kolejovou dráhou z navazujícího suterénu divadla, květen 2012 ❚ Fig. 22 View of finished tunnel No.2+3 with rail track from the basement of the theatre, May 2012

Obr. 24 a) „Podtunelovaná“ obvodová zeď historické budovy ND, květen 2012, b) ND z řeky, červen 2012 ❚ Fig. 24 a) „Undertunneled“ perimeter historical wall of the theatre, May 2012, b) River view of the National Theatre, June 2012

alizaci nosných konstrukcí nezabýval. Veškeré technické záměry projektu byly naplněny bez zásadních problémů, termín i rozpočet byl splněn. Stavba byla zkolaudována bez podstatných námitek orgánů městské či státní správy. Národní divadlo několikrát veřejně vyslovilo svojí spokojenost s odvedeným dílem. Stavbařům přálo počasí, měli i potřebné štěstí. Smysluplně a velmi efektivně byly podle mého názoru použity zajímavé sta-

vební materiály i moderní technologie, které umožnily stavět inženýrské konstrukce po celé zimní období. Za ty klíčové dnes považuji: hlubinné založení technologií tryskové injektáže, technologii samozhutnitelného betonu, aplikaci stříkané hydroizolační membrány Eliminator, řezací technologii „diamantového lana“, technologii hydraulických lisů a předpínání. Z pohledu zodpovědného projektanta musím konstatovat, že Rekonstruk-

ce technologických tunelů Národního divadla dopadla dobře. Bohužel se nikdo z nás nedozví, zda se toto inženýrské dílo skutečně dožije předpokládaných 150 let, jako tomu bylo u původních kamenných tunelů. Ing. Petr Doležal, Pontex, spol. s r. o. www.pontex.cz Fotografie autor a spol. J a P Jacina

Objednatel, následný správce Generální projektant Generální zhotovitel Zhotovitel zajištění stavební jámy a tryskových injektáží Zhotovitel železobetonových konstrukcí Výroba a dodávka betonových směsí Speciální bourací a řezací práce Technologie hydfraulických lisů a předpínání Realizace Stavební náklady díla

6/2012

❚


Národní divadlo Pontex, spol. s r. o., HIP Ing. T. Míčka Metrostav, div. 3, projektový tým Ing. R. Aulíka Zakládání staveb, a. s. PRAGIS, a. s., div. PS TBG Metrostav spol. s r. o. Gema Capital, spol. s r. o. Doprastav, a. s., Predpinacie technologie březen 2011 až duben 2012 127 mil Kč (včetně DPH)

79


❚


PROTISMYKOVÉ VLASTNOSTI CBK V TUNELECH, REALIZACE, PROVOZ A ÚDRŽBA ❚ ANTI-SKID PROPERTIES OF CEMENT CONCRETE PAVEMENTS IN TUNNELS, EXECUTION, OPERATION AND MAINTENANCE Jiří Šrůtka Článek pojednává o dlouhodobém výzkumu možných vlivů na protismykové vlastnosti vozovek v tunelech a o kvantifikaci některých vlivů s uvedením konkrétních naměřených hodnot. ❚ The article describes long term research on possible influences of anti-skid properties of cement concrete pavements in tunnels and quantification some of them by measured values.

Skutečnost, že měřené hodnoty protismykových vlastností cementobetonových vozovek (CBK) v tunelech jsou o poznání horší než měřené hodnoty stejných veličin mimo tunel, je odborné veřejnosti celkem známý fakt. Pro běžné rychlosti dopravy na rychlostních komunikacích a dálnicích, která je v České republice omezena na 130 km/h, jsou takové hodnoty protismykových vlastností cementobetonových krytů v tunelech nedostatečné. V této souvislosti je příznivá ta skutečnost, že z důvodu nižší intenzity světla v tunelech (schopnost nasvítit vozovku v tunelu) je nutno rychlost dopravy omezit nejčastěji na 80 km/h (čím vyšší rychlost je povolena, tím větší intenzita osvětlení je požadována a to naráží na ekonomické možnosti – množství spotřebované elektrické energie a strmý růst počtu drahých osvětlovacích zařízení, tak i na technické možnosti – pro rychlost 130 km/h je již takřka nemožné osadit dostatečné množství osvětlení). A samozřejmě s klesající rychlostí a klesajícím požadavkem na intenzitu osvětlení klesá i požadavek na hodnotu (kvalitu) protismykových vlastností, kdy rychlost 80 km/h je pro dosahované parametry vozovky v tunelu přípustná. Proč na vozovkách v tunelech jsou na CBK měřeny horší protismykové vlastnosti, není dnes zřejmé a vysvětlení není jednoduché, když si uvědomíme, že použité směsi betonu jsou před i v tunelu stejné, použitý finišer na pokládku CB krytu před tunelem i v tunelu je také stejný, úprava povrchu vozovky před tunelem i v tunelu je totožná atd. Částečně to můžeme vysvětlit odlišnými podmínkami v tunelu a mimo tunel (sluneční svit, proudění vzduchu, vlhkost vzduchu, UV záření atd.) při reali80

zaci vozovky a těsně po ní, kdy dochází k tuhnutí a tvrdnutí betonu vozovky, a tím k vytváření hlavního předpokladu protismykových vlastností vozovky – pevnosti, otěruvzdornosti a dalších mechanických vlastností betonu jako takového, ale hlavně jeho povrchu. Dalším vysvětlením je možnost, že ochranný parotěsný postřik betonové vozovky na bázi vosku, který slouží k zajištění optimálního prostředí pro zrání betonu (zabránění odparu vody z betonu), se v tunelu díky absenci slunečního svitu, UV záření, deště, větru a dalších vnějších vlivů odbourává daleko pomaleji (nebo vůbec ne) než na vozovce mimo tunel. Řešení je možno hledat také v prostředí, které při provozování tunelu nad vozovkou je – množství výfukových zplodin, nečistot a dalšího znečištění, které se na vozovku usazují a snižují protismykové vlastnosti vozovky. Samozřejmě by se dalo najít spoustu dalších vysvětlení, ale pro naše úvahy byly uvedené vlivy dostatečné, a proto jsme se pokusili některé blíže prověřit a zjistit jejich relevantní vliv na protismykové vlastnosti. Konkrétně jsme se pokusili ověřit vliv ochranného parotěsného postřiku betonové vozovky a vliv vnitřního prostředí (výfukových zplodin) a dalšího znečištění vozovky. ZADÁNÍ VÝZKUMU

Skanska, a. s., divize silniční stavitelství, závod Betonové a speciální technologie, jako jeden z největších realizátorů CB krytů v České republice, na Slovensku a s působností i v Polsku se rozhodl na několik otázek uvedených v úvodu najít relevantní a měřeními podložené odpovědi, které by mohly vést k výraznému zlepšení protismykových vlastností provozovaných i nových vozovek v tunelech. Protože pro náš závod je technologie CB krytů stěžejní technologií, je i v našem vlastním zájmu najít věrohodné argumenty mluvící o velikosti jednotlivých vlivů na protismykové vlastnosti, místo toho, aby se používaly dohady a nepotvrzené domněnky. Protože jsme si byli vědomi složitosti problematiky a nutnosti sběru dat po delší sledované období, rozvrh-

li jsme tento projekt do cca 3,5 roku, z čehož cca jeden rok trvaly přípravy, zjišťování zkušebních metod, realizace prvních ověřovacích zkoušek, výroba zkušebních vzorků atd., dva roky probíhalo samotné zkoušení v reálných podmínkách vozovek a cca šest měsíců zabralo vyhodnocování získaných výsledků. Projekt byl zahájen v říjnu 2008 a ukončen v první polovině roku 2012. T E C H N I C K É PA R A M E T RY ZADÁNÍ

Zjišťování vlivu ochranného parotěsného postřiku a jeho odbourávání v čase Vliv ochranného parotěsného postřiku byl zjišťován na: • Emcoril B (VM) – nejběžněji užívaný ochranný postřik v ČR a SR, který je na bázi vosku, dodává firma MC-Bauchemie, • Emcoril AC – možný náhradní produkt na bázi akrylátů, od stejného dodavatele. V obou případech byly zkoušky prováděny v následujících časových rozestupech: v době zahájení měření (v okamžiku uložení zkušebních vzorků do reálného a „laboratorního“ prostředí) a po 60 dnech (2 měsíce), 120 dnech (4 měsíce), 180 dnech (6 měsíců), 360 dnech (12 měsíců) a po 720 dnech (24 měsíců) od uložení zkušebních vzorků. Dále jsme volili různá prostředí uložení zkušebních vzorků. Jako reálné podmínky jsme vybrali uložení zkušebních vzorků: • v bezpečnostním zálivu tunelu Sitina v Bratislavě, ve směru Brno–Bratislava, bezpečnostní záliv se nachází uprostřed tunelové roury – podmínky vozovky v tunelu, • před portálem stejného tunelu ve stejném směru, vzorky byly uloženy ve směru jízdy za tunelem na okraji vozovky v těsné blízkosti tunelové roury (cca 20 m za portálem) – podmínky vozovky mimo tunel, Jako „laboratorní“ podmínky jsme zvolili uložení zkušebních vzorků: • ve sklepě administrativní budovy závodu v Uherském Hradišti – klimatizovaný prostor s konstantní teplotou simulující podmínky vozovky v tune-


❚

6/2012



Doba uložení [d]

0

60

120

180

360

720

B (VM) tunel

100,00

132,22

36,22

28,67

30,00

4,29

B (VM) sklep

100,00

116,67

76,89

63,33

92,22

94,00

B (VM) vozovka

100,00

102,89

27,33

35,33

37,56

18,22

B (VM) dvůr

100,00

101,11

82,89

60,89

52,67

31,78

AC tunel – ester

100,00

101,30

65,58

56,49

48,70

14,29

AC sklep – ester

100,00

155,84

143,51

138,96

199,35

102,60

AC vozovka – ester

100,00

209,09

95,45

73,38

140,26

119,48

AC dvůr – ester

100,00

140,26

159,74

138,96

209,74

177,27

AC tunel – CH3

100,00

86,15

50,77

47,69

55,38

12,31

AC sklep – CH3

100,00

135,38

109,23

100,00

155,38

78,46

AC vozovka – CH3

100,00

167,69

69,23

56,92

81,54

69,23

AC dvůr – CH3

100,00

123,08

116,92

98,46

141,54

127,69

Tab. 1 Změna tloušťky nátěru v % ve srovnání s hodnotou na začátku měření ❚ Tab. 1 Change in the thickness of the coat in % relative to the value at the start of measurement

1 Obr. 1 Způsob uložení vzorků ve stojanech, použito stejné uspořádání pro všechna prostředí ❚ Fig. 1 Method for the placement of samples in racks; the same arrangement is used for all environments

lu, pouze zde nebyl vliv zplodin z dopravy, • na dvoře administrativní budovy závodu v Uherském Hradišti – simulace obdobných podmínek jako měly vzorky uložené vedle vozovky před portálem tunelu, pouze zde nebyl vliv zplodin z dopravy. Vliv vnitřního prostředí – znečišťování vozovky v tunelu Znečišťování vozovky jsme zjišťova-

6/2012

❚

❚

li pomocí Petriho misek, které jsme umístili do tunelu vedle zkušebních vzorků určených pro měření dle předchozího odstavce. Pomocí Petriho misek jsme zjišťovali množství usazených: • mechanických nečistot (prachu, písku atd.), • mastnot, především z výfukových plynů. Vliv údržby tunelu na protismykové vlastnosti Jaký vliv má kvalita údržby na protismykové vlastnosti jsme zjišťovali měřením lokálních míst pomocí metody „kyvadla“ před očištěním a po různě intenzivním očištění v tunelu Komořany na stavbě SOKP (Silniční okruh kolem Prahy) stavba 513 Vestec–Lahovice.


K uskutečnění tohoto měření nás přivedla praktická zkušenost z betonáže (realizace) vozovky v tomto tunelu, kdy výfukové plyny z finišeru a nákladních vozidel přivážejících beton před finišer způsobily pokrytí osobních vozidel, která během týdne betonáže popojížděla před finišerem, silnou vrstvou černých mastnot a nečistot, které z povrchu vozidel šly jen velmi těžko odstranit mytím saponáty. K provedení tohoto pokusného měření přispělo i nevyhovující měření protismykových vlastností vozovky před uvedením tunelu do provozu. Přitom v době od betonáže vozovky v tunelu po měření protismykových vlastností (naměřeny nevyhovující hodnoty) probíhal v tunelu pouze značně omezený staveništní provoz.

81

❚


[%]


2

5

6

7

8

[%]

Doba uložení vzorků [dny]

Obr. 2 Změna tloušťky vrstvy ochranného postřiku na bázi vosku (Emcoril B (VM)) ❚ Fig. 2 Change in the thickness of the protective wax based coat layer (Emcoril B (VM)) Doba uložení vzorků [dny]

3

Obr. 3 Změna tloušťky vrstvy ochranného postřiku na bázi akrylátu (Emcoril AC) v případě esterové vazby ❚ Fig. 3 Change in the thickness of the protective acrylic based coat layer (Emcoril AC) in the case of an ester bond Obr. 4 Změna tloušťky vrstvy ochranného postřiku na bázi akrylátu (Emcoril AC) v případě CH3 vazby ❚ Fig. 4 Change in the thickness of the protective acrylic based coat layer (Emcoril AC) in the case of a CH3 bond

[%]

Obr. 5 Stav experimentálního vzorku po dvou letech uložení ve sklepě – Emcoril AC ❚ Fig. 5 Condition of the experimental sample after two years in a basement – Emcoril AC Obr. 6 Stav experimentálního vzorku po dvou letech uložení na dvoře – Emcoril AC ❚ Fig. 6 Condition of the experimental sample after two years in a yard – Emcoril AC Obr. 7 Stav experimentálního vzorku po dvou letech uložení vedle vozovky – Emcoril AC ❚ Fig. 7 Condition of the experimental sample after two years next to the road – Emcoril AC Doba uložení vzorků [dny]

VÝSLEDKY PROJEKTU

Výsledky k jednotlivým uvedeným bodům jsou prezentovány v tabulkách a grafech. Vliv ochranného parotěsného postřiku a jeho odbourávání v čase Naměřené hodnoty vzorků na počátku experimentu byly použity jako referenční hodnoty tloušťky ochranné vrstvy. K této referenční hodnotě byly stanovovány – srovnávány tloušťky ochranné vrstvy po uvedených dnech expozice v daném prostředí (tunel, vedle vozovky mimo tunel, na dvoře, ve sklepě). Poměr referenční hodnoty k následně měřeným hodnotám je uveden v % původní (referenční) hodnoty (tab. 1 a obr. 2 82

4

Obr. 8 Stav experimentálního vzorku po dvou letech uložení v tunelu – Emcoril AC ❚ Fig. 8 Condition of the experimental sample after two years in a tunnel – Emcoril AC

až 4). Zkoušení probíhalo v akreditované zkušební laboratoři ITC – Institut pro testování a certifikaci, a. s., ve Zlíně. Jednotlivé vzorky byly zkoušeny metodou spektrální analýzy v infračervené oblasti pomocí FTIR spektrometru za podmínek běžných pro kvalitativní analýzu polymerů. Byla použita technika spekulární reflektance povrchu betonu. Získaná spektra byla matematicky upravena automatickou Kramers-Kröngovou korekcí. V případě vosku byla měřena absorbance vlnočtu 2 920 cm-1. Tento vlnočet odpovídá celkové sumě alifatických uhlovodíků (oleje, vosky apod.). V případě akrylátu byl naměřen vlnočet 1 734 cm-1, který odpovídá estero-

vé vazbě. Pro akrylát bylo provedeno rovněž separátní hodnocení na vlnočtu 2 960 cm-1, který odpovídá CH3 vazbě v akrylátu. Rozdíl tohoto experimentu proti běžné praxi při betonáži je v tom, že při tomto experimentu se ochranné postřiky (nátěry) nanášely na ztvrdlý beton nařezaných těles, kdežto při reálné betonáži se prostředky nanáší na čerstvý beton. Další rozdíl je v namáhání reálné konstrukce a zkušebních vzorků. Zkušební vzorky byly vystaveny pouze působení okolního prostředí, kdežto reálná konstrukce je zatížena mechanicky (otěr povrchu vozovky pneumatikami, údržba čistícími vozy atd.), což odbourávání ochranného prostředku urychlí.


❚

6/2012


❚

REHABILITATION AND RECONSTRUCTION Obr. 9 Petriho misky po vyjmutí z tunelu po dvouměsíčním uložení, a) mezi 120. až 180. dnem, b) mezi 360. až 420. dnem ❚ Fig. 9 Petri dishes after being removed from the tunnel after two months, a) between the 120th and 180th day, b) between the 360th and 420th day Obr. 10 Výsledky měření protismykových vlastností metodou kyvadla ve vztahu k různě provedenému očištění lokálních míst vozovky ❚ Fig. 10 Measurement results of anti-skip properties using the pendulum method depending on the various cleaning performed in local areas of the road

9 Tab. 2

Výsledky měření znečišťování vozovky v tunelu

❚

Tab. 2

Measurement results of road soiling in a tunnel

Vliv vnitřního prostředí na znečišťování vozovky v tunelu Podobně jako vzorky uložené v prvém případě (obr. 1), byly uloženy v tunelu i čisté Petriho misky. Tyto misky jsme do tunelu umístili z důvodu zjištění znečišťování tunelu v čase (u vzorků opatřených ochranným nátěrem bylo jejich znečišťování zjišťováno od samého začátku experimentu) bez vlivu ochranného postřiku betonu. Ukázka znečištění je viditelná pouhým okem na vzorcích betonů odebraných po dvou letech expozice v daném prostředí (obr. 5 až 8). Na fotografiích je vidět, že vzorek ze sklepa je úplně bez znečištění (obr. 5), vzorek ze dvora (obr. 6) je jen mírně znečištěn hrubými nečistotami (prach a písek), vzorek umístěný vedle vozovky (obr. 7) je opět mírně znečištěn hrubými nečistotami (prach a písek) a mírně nečistotami od provozu vozidel (mastný film) a vzorek z tunelu (obr. 8) byl naopak takřka bez hrubých nečistot (prachu a písku), ale zato se silným nánosem nečistot od provozu vozidel (mastný film). Na základě výše uvedených zjištění (optického zjištění znečištění na vzorcích) jsme přistoupili k dalšímu experimentu – měřením, která měla objektivně stanovit množství znečištění v tunelu. Pro měření byl vybrán následující postup: do tunelu (vedle vzorků určených pro měření odbourávání ochranného postřiku) byly na dva měsíce umístěny Petriho misky, u kterých byla známa jejich přesná hmotnost a půdorysná plocha. Po vyjmutí misek z tunelu byly tyto opětovně přesně zváženy pro zjištění mechanických nečistot. Váha nečistot v misce byla následně přepočtena na 1 m2 za dva měsíce a za jeden rok. Následně bylo provedeno měření množství usazenin (mastnot) v Petriho misce: znečistěné misky byly vymyty pentanem, který byl poté slit do kádinky, kde byl ponechán k odpaření. Zbytek v kádince (odparek) byl rozpuš6/2012

❚


10

83


těn v trifluor trichlorethanu, analyzován dle ČSN 75 7606 a následně dle zkušební metody A-07-79 (ČSN 75 7606). Ukázka znečištění v Petriho miskách je na obr. 9. Zjištěné výsledky jsou uvedeny v tab. 2. Toto měření bylo opět provedeno v ITC Zlín. Vliv údržby na protismykové vlastnosti K měření pomocí metody kyvadla se přistoupilo z důvodu zájmu o objektivní zjištění vlivu různého druhu (intenzity) údržby vozovky (na malých plochách) na protismykové vlastnosti. Na základě výsledků tohoto experimentu byla následně důkladně umyta vozovka v tunelu a znovu změřeny protismykové vlastnosti vozovky firmou Měření PVV se zjištěním, že po důkladném umytí horkou tlakovou vodou se saponátem došlo ke zlepšení protismykových vlastností vozovky o 2 až 3 stupně. Experimentální měření kyvadlem provádělo Vysoké učení technické v Brně, Fakulta stavební, Ústav pozemních komunikací v rámci projektu MD ČR vedeného pod označením CG923-038910 – Zlepšení trvanlivosti protismykových vlastností nově položených i opravených povrchů cementobetonových krytů vozovek s vysokým dopravním zatížením, 2009-2010. Výsledky měření jsou uvedeny v tabulce na obr. 10.

❚


B (VM) (na bázi vosku) a produktem Emcoril AC (na bázi akrylátu). Rychlost odbourávání parotěsných prostředků je přibližně srovnatelná. • Nebylo prokázáno, že by absence UV záření a dalších vnějších vlivů v tunelech měla vliv na rychlost odbourávání jednotlivých druhů parotěsných prostředků. Z naměřených hodnot dokonce plyne, že v tunelech dochází k odbourávání rychleji. Na základě shrnutí naměřených hodnot můžeme konstatovat, že parotěsný ochranný postřik neovlivňuje protismykové vlastnosti vozovek v tunelu a mimo tunel odlišně. Vliv vnitřního prostředí na znečišťování vozovky v tunelu Měřením bylo prokázáno, že znečišťování vnitřního prostředí tunelu provozem (prach, mechanické nečistoty, saze atd.) je značné a zásadním způsobem ovlivňuje protismykové vlastnosti vozovek. Spad všech nečistot na 1 m2 vozovky za rok je takřka 0,7 kg. Např. při šířce vozovky 10,9 m (např. právě realizovaný Dobrovského tunel v Brně – 8,5 m šířka vozovky + 2krát chodník šířky 1,2 m) na 1 m délky tunelu připadá spad nečistot v množství cca 7,6 kg/rok. Tedy z jedné tunelové roury dlouhé 1,2 km by ročně mělo být uklizeno 9,12 t mechanických nečistot spadlých na vozovku a chodníky.

Z ÁV Ě RY

Vliv ochranného parotěsného postřiku a jeho odbourávání v čase Porovnáním jednotlivých naměřených hodnot zjišťujících rychlost odbourávání ochranného parotěsného prostředku je možné konstatovat, že: • Není žádný zásadní rozdíl v rychlosti odbourávání mezi produktem Emcoril

Literatura: [1] Výsledky experimentů a zkoušek Skanska, a. s. [2] Protokoly zkoušek – ITC – Institut pro testování a certifikaci, a. s., ve Zlíně [3] Výsledky experimentálního měření kyvadlem – VUT v Brně, Fakulta stavební, Ústav pozemních komunikací – projekt MD ČR vedený pod označením CG 923-038-910

Spad mastných částic, které zásadním způsobem ovlivňují protismykové vlastnosti vozovek, je na 1 m2 vozovky takřka 12 g/rok. Při stejném šířkovém uspořádání 10,9 m (tunel Dobrovského) na 1 m délky tunelu připadá spad mastných nečistot v množství cca 131 g/rok. Tedy z jedné tunelové roury dlouhé 1,2 km by mělo být ročně odstraněno 157,2 kg mastných nečistot spadlých na vozovku a chodníky. Vliv údržby na protismykové vlastnosti Z výše uvedeného je zřejmé, že vliv ochranného parotěsného prostředku v tunelu je stejný jako mimo tunel. Významně odlišná je ale intenzita znečišťování vozovky v tunelu ve srovnání s vozovkou mimo tunel. A právě vzhledem k tomuto značnému znečišťování je nutné věnovat zásadní pozornost údržbě (čištění) vozovky. Řádně prováděnou (správný postup), intenzivní a účinnou údržbou je možné protismykové vlastnosti udržovat v přijatelných mezích (hodnotách blížících se vozovkám mimo tunel). Jinými slovy můžeme na základě změřených výsledků experimentálního programu konstatovat, že nedostatečná údržba může z vyhovujícího stupně protismykových vlastností 2 udělat i nevyhovující stupeň protismykových vlastností číslo 5. Ing. Jiří Šrůtka Skanska, a. s. Divize Silniční stavitelství závod Betonové a speciální technologie Nám. Míru 709 686 25 Uherské Hradiště tel.: 572 435 111 e-mail: [email protected] Fotografie: Skanska, a. s.

SLAVNOSTNÍ PŘEDVEDENÍ NOVÉ MALÉ VODNÍ ELEKTRÁRNY VELKÝ OSEK Dne 6. listopadu 2012 se uskutečnilo slavnostní předvedení nové malé vodní elektrárny Velký Osek. Elektrárna je umístěna v blízkosti stávajícího jezu a zdymadla Velký Osek na levém břehu řeky Labe v katastrálním území obce Pňov–Předhradí a využívá hydroenergetického potenciálu ve zdrži tohoto díla. Celkový instalovaný výkon tří Kaplanových turbín je 900 kW. Je to jediná elektrárna této velikosti v České republice postavená na spádu nižším než 2 m. Výrazným aspektem samotné výstavby byla minimalizace dopadů výstavby na životní prostředí a život občanů v dotčených okolních obcích.

84

Elektřina z MVE bude zásobovat přibližně 1 000 domácností a ročně se ušetří 4 870 t emisí CO2. V rámci její výstavby byl vybudován rybí přechod, který umožní migraci vodních živočichů okolo strojovny MVE. Výstavba MVE proběhla v letech 2011 a 2012, generálním dodavatelem byl Hydropol Project&Management, a. s. Projekt byl vybudován s podporou EU/MPO/OPPI, programu Eko-Energie. Z TZ Hydropol P&M, a. s., více o projektu a výstavbě MVE Velký Osek viz Beton TKS 2/2012, str. 36-39.


❚

6/2012


❚


PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ V TUNELOVÝCH STAVBÁCH ❚ FAILURES OF CONCRETE STRUCTURES IN TUNNELS Jiří Svoboda, Vojtěch Sedmidubský Betonové konstrukce v tunelových stavbách jsou vystaveny velmi agresivnímu prostředí a snadno zde dochází k rozvoji celé řady poruch. Jedná se jednak o poruchy zvyšující náklady na provoz a ztěžující údržbu celého díla, ale také i o poruchy mající přímý dopad na bezpečnost provozu v tunelech. Nejčastěji pozorovanou závadou je odpadávání až několik kilogramů těžkých kusů betonu z vrcholu klenby na vozovku. ❚ Concrete structures in tunnels are exposed to a very aggressive environment which causes various types of failures. These failures have impact either on maintenance of the tunnel structure and its costs or on the safety in the tunnel itself. The most common and very dangerous type of failure is release of several kilograms heavy pieces of concrete falling from

se např. o odstranění uvolněných částí ostění nebo opravu zvednutého betonového chodníku apod. Druhá skupina prací jsou práce sanační, které slouží k definitivnímu odstranění závad nebránících provozu, ale ohrožujících životnost díla nebo výrazně zvyšujích provozní náklady. Závady lze odstranit plánovitě i během zvláštního provozu za předpokladu vypracování a odsouhlasení realizační dokumentace oprav, příslušného TePř (technologického předpisu) a to za účasti pověřeného technického dozoru. Po dokončení prací následuje klasické přejímací řízení včetně předání příslušných dokladů, které se následně založí do správní dokumentace tunelu, která je uložena u majetkového správce díla.

the top of the vault down on the road.

S rostoucím počtem provozovaných tunelů na pozemních komunikacích roste také výskyt různých poruch a závad. Tyto závady lze rozdělit na dvě skupiny. Na poruchy, které bezprostředně ohrožují bezpečnost dopravního provozu, např. pád uvolněných částí betonového ostění na vozovku, a na poruchy či poškození, která ztěžují údržbu, provoz, anebo snižují životnost díla, např. vznik děr ve vozovce, poruchy celistvosti chodníků, nedostatečné krytí výztuže apod. Práce vedoucí k odstranění nedostatků lze také rozdělit na dvě skupiny. Zabezpečovací práce, jejichž cílem je rychle odstranit závady bránící standardnímu provozu (uvedení do provozu) nebo vedou k zamezení rozsáhlejšího poškození či havárii. Tyto práce je nutno provést prakticky ihned. Jedná

1a

6/2012

PORUCHY BRÁNÍCÍ BEZPEČNÉMU PROVOZU

Jedná se zejména o poruchy definitivního betonového ostění a to jak vyztuženého, tak nevyztuženého. Dochází k odlamování, zejména ve vrcholové partii ostění, relativně velkých kusů betonu (o váze i několika kg, obr. 1 a 2). Nejdříve vznikne vedle kontaktní spáry mezi bloky trhlina, která se postupně rozšiřuje, až dojde k uvolnění betonu. Tento uvolněný kus je třeba včas odhalit. Příčiny jsou různé – špatný pohyb betonářské formy při odbedňování, tepelná roztažnost či smrštění betonu, pohyb bloků mezi sebou. Přesné příčiny zatím nejsou známé. V současné době je problematika předmětem zkoumání specialistů vysoké školy VUT Brno. Tato poškození byla zaznamenána již ve čtyřech silničních dálničních tunelech v České republice. Častější poško-

zení tohoto typu bylo nalezeno v hloubených částech tunelů. Za předpokládanou příčinu vzniku těchto poruch se považují pohyby jednotlivých bloků definitivního ostění a to převážně vlivem změny teploty konstrukce. Běžně je v tunelech během roku naměřena teplota vnitřní obezdívky +/-15 °C. Při změně teploty o 5 °C dochází k pohybu bloku délky 12 m ve spáře cca o 1,4 mm. U hloubených částí tunelu pravděpodobně navíc dochází k dotvarování ostění a ke konsolidaci zásypů. Základní koncepční ochranou tohoto poškození je realizovat všechny kontaktní spáry jako dilatační s vložkou anebo je dodatečně prořezávat, podobně jako u betonových vozovek. U spár, které byly provedeny jako dilatační, nebylo dosud opadávání úlomků pozorováno. Poškození lze snadno odhalit poklepem na obezdívku. V rámci hlavních prohlídek je třeba kontrolovat ostění zejména nad dopravními pruhy z vysokozdvižné plošiny. Proto se doporučuje nenatírat horní část profilu tunelu žádným sjednocujícím nátěrem, aby bylo možno kritické místo snadno odhalit a uvolněný beton ihned odstranit. Možností sanace problémových spár je dodatečné proříznutí spáry diamantovým kotoučem rozbrušovací pily do hloubky cca 80 až 100 mm (šířka kotouče v rozmezí 6 až 8 mm). Pro vyloučení možnosti pádu úlomků betonu na vozovku může být také použit pojistný zabezpečovací plech, který zakryje danou spáru. Jedná se o nerezový plech tloušťky cca 1 mm, který je na jedné straně napevno uchycen pomocí kotev do vlastního ostění

1b

❚


85


❚

2


3

a na druhé straně je použito uchycení umožňující dilatační pohyb. O S TAT N Í P O R U C H Y

Poruchy chodníků Druhotné trhliny vzniklé v chodníku (obr. 3) není třeba složitě sanovat. Stačí je pouze odborně uzavřít. Důležité ale je, aby chodník včetně kabelových poklopů měl příslušnou únosnost, neboť během mimořádných událostí po něm mohou přejet nákladní vozidla. Poruchy jsou často způsobeny nedostatečnými dilatačními spárami zejména na portálech, kde dochází i k jeho zvednutí. Pak chodník musí být vybourán a nově vybetonován. Poruchy vozovek V dálničních tunelech se zpravidla navrhuje a provádí cementobetonová vozovka s vyztuženými spárami. Má dlouhou životnost a velkou odolnost proti deformacím. Obnova vozovky, s ohledem na vybavení tunelu, je velmi obtížná a nákladná. V městských tunelech, kde kamiony jezdí pouze minimálně, lze použít vozovku asfaltovou.

Ve vozovkách během provozu vznikají povrchové kaverny, jamky, mělké prohlubně a rýhy. To je pravděpodobně způsobeno technologickými nedostatky finišéru a taktéž nedostatky v účinnosti hutnění, případně dodatečného kropení vozovky v době zpracování husté provzdušněné betonové směsi. Tyto poruchy lze odstranit jen velmi obtížně. Dalším parametrem, který je nutné u vozovek sledovat, jsou protismykové vlastnosti vozovky v tunelu, které se mění s časem k horšímu. Vozovka v tunelu není přirozeně omývána deštěm. Pokud vzniknou během krátké doby prakticky tři stejné dopravní nehody na jednom místě (jako se to stalo v tunelu Cholupice), je třeba hledat příčiny i v protismykových vlastnostech vozovky. Vozovky v tunelu, jak betonové, tak i živičné, je nutné pravidelně intenzivně mýt nejlépe kartáčem, tlakovou vodou s čisticím prostředkem, a to min. třikrát (tj. tři pojezdy mechanizace). Toto je třeba provádět při každém čištění tunelu, neboť nečistoty z naftových motorů jsou velmi mastné.

Úprava povrchu vozovek brokováním V minulosti se provádělo zdrsnění povrchu betonové vozovky v tunelu pomocí brokování (obr. 4). Užívání této úpravy povrchu se však po vyhodnocení více než čtyřletého provozu v tunelu již nedoporučuje. Postupem času totiž dochází ke značné nehomogenitě povrchu, vzniká intenzivní rozsah povrchových kaveren a prohlubní, které se koncentrují do podélných pasů ve směru provádění brokování. Porušení povrchu brokováním způsobí rychlejší degradaci povrchu vozovek. Nedostatečné krytí výztuže Nedostatečné krytí výztuže se vizuálně projevuje rezavými skvrnami (obr. 5). Malé otvory doporučujeme neopravovat. Jedná se o spadlé vázací dráty, různé hmoždinky apod. Případná nová plomba „malého rozsahu“ snadno rychle odpadne. Obdobně i stěrkování daného místa je velmi problematické. Sanovat se doporučují pouze větší místa a to tak, že okraje sanačních oprav jsou prováděny do zaříznutého definitivního betonového ostě-

Obr. 1 Příklad uvolňování úlomků betonu z tunelového ostění ❚ Fig. 1 Example of releasing fragments of concrete tunnel lining Obr. 2 Množství odstraněných úlomků z betonového ostění v 2 km dlouhém tunelu Fig. 2 Number of removed fragments of concrete tunnel lining in a 2 km long tunnel

❚

Obr. 3 Trhlina v chodníku způsobená omezením dilatačních pohybů ❚ Fig. 3 Crack in pavement caused by constraint of expansion moves Obr. 4 Degradace vozovky v místě, kde bylo použito brokování, a) detail, b) koncentrace prohlubní v podélném pásu ❚ Fig. 4 Degradation of the road surface where blasting was used, a) detail, b) concentration of hollows in the longitudinal belt

86

4a

4b


❚

6/2012


❚

REHABILITATION AND RECONSTRUCTION Obr. 5 Nedostatečné krytí výztuže steel reinforcement

❚

Fig. 5

Obr. 6 Kaverny v betonovém ostění, a, b concrete tunnel lining, a, b

❚

Insufficient cover of Fig. 6

Caverns in the

5

ní v tloušťce min. 10 mm. Okraje plomby se nesmí provádět do „ztracena“. Vlastní sanace se smí provádět pouze schválenými sanačními hmotami, při větší tloušťce vyztužené přikotvenou nerezovou sítí. V předstihu musí proběhnout veškeré zkoušky materiálů, zejména odtrhové zkoušky. Na tyto opravy je nutné připravit podrobný TePř. PORUCHY ZPŮSOBENÉ N E D O S TAT E Č N O U K O N T R O L O U ZHOTOVITELE A PRACOVNÍKŮ TDI

Pro kvalitu tunelového díla je rozhodující kvalita kontroly prováděná technickým dozorem investora (TDI) a nově také projektantem tunelu, který by měl být na stavbě prakticky každý den. Špatné tvarové provedení spáry Tvarové provedení spár často neodpovídá projektu. Dochází k přebetonování od dalšího betonovaného bloku zejména při betonáži „do kopce“. Toto „přebetonování“ je následně, zejména vlivem tepelných

6a

6/2012

změn, utrženo a dochází k pádům kusů betonu na vozovku. Dalším častým úkazem je „zdvojená“ spára. V tomto případě posléze dochází k vypadnutí kusu betonu ohraničeného spárami táhnoucími se po obou stranách. Volné prostory v definitivním ostění ve vrchlíku klenby tunelu Při realizaci betonového monolitického ostění tunelu, zejména při betonáži „z kopce“, dochází k tomu, že část vrchlíku se nepodaří řádně probetonovat a následně ani doinjektovat. Vznikají zde volné prostory, které se dají snadno zjistit poklepem tesařského kladiva na ostění. Prostory je nutné dodatečně vyplnit a přeinjektovat. Obdobné prostory vznikají při používání různých těsnících a sanačních pěn, jejichž přebytky nejsou včas neodstraněny. Tyto poruchy vznikají především nedostatečnou kontrolní činností všech účastníků výstavby. V nejhorších případech dosahují kaverny vzniklé při betonáži „z kopce“ natolik velkých rozměrů, že dosahují až k výztuži (obr. 6). Ta by v agresivním

prostředí bez včasně provedené sanace rychle degradovala, což by mělo zásadní vliv na snížení trvanlivosti díla. Z ÁV Ě R

Beton je univerzální konstrukční materiál pro tunelové stavby. Cílem článku je poukázat na chyby a nedostatky, které se projevují během provozu tunelů, a tak výrazně zvyšují náklady na jejich provoz, údržbu a případnou obnovu. Některé přímo ohrožují bezpečnost silničního provozu, a proto je třeba řádně provádět i následné provozní kontroly včetně sledování (zejména hlavní prohlídky), měření a vyhodnocování trvalého geodetického monitoringu tunelu. Je taktéž nutné se zaměřit na kontrolu velikosti koroze ocelových upevňovacích prvků.

Ing. Jiří Svoboda Ing. Vojtěch Sedmidubský oba: Pragoprojekt, a. s. K Ryšánce 1668/16, 147 00 Praha www.pragoprojekt.cz

6b

❚


87

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

❚

MATERIALS AND TECHNOLOGY

OŠETROVANIE ČERSTVÉHO BETÓNU – 6. ODPAROVANIE VODY, KONVENCIA A SKUTOČNOSŤ ❚ CONCRETE CURING – 6. WATER EVAPORATION, CONVENTION AND REALITY Peter Briatka, Peter Makýš V ostatnom pokračovaní cyklu o ošetrovaní betónu (Beton TKS 6/2011) sme si predstavili a popísali model návrhu vnútorného ošetrovania (IC) tak, aby nevznikali v betóne trhliny. V modeli sa značná pozornosť venuje výpočtu potreby vody na ošetrovanie. Návrh pokrýva straty vody z betónu všetkými známymi mechanizmami. Popísal sa rámcový postup výpočtu. Funkcia popisujúca dynamiku (intenzitu E) straty vlhkosti do okolitého prostredia však zostala neznáma. Existuje viacero matematických modelov popisujúcich stratu vlhkosti z betónu odparovaním do okolitého prostredia. V tomto článku ich konfrontujeme s výsledkami experimentálneho overovania straty vlhkosti z betónu do okolitého prostredia.

❚ In the

last paper of this cycle on concrete curing (in Beton TKS, Vol. XI, no.6, 2011), we presented and described design model of internal curing (IC) in order to avoid concrete cracking. Large part of the model was dedicated to calculation

konštrukčné a technologické informácie o hrúbke konštrukcie h [mm], dobe pôsobenia ošetrovania n [h] a účinnosti iného aplikovaného ošetrovania η [–]. Výpočet dávky vody podľa teória chemického zmrašťovania (CS) je vhodný prednostne pre konštrukcie, z ktorých bude znemožnená akákoľvek strata vlhkosti do prostredia, alebo pre betónové konštrukcie, ktoré budú intenzívne ošetrované inou metódou ošetrovania pre úplné pokrytie strát vlhkosti vonkajším vysychaním. Z uvedeného vyplýva, že výpočet vychádza z nutnej rovnosti medzi stratou vlhkosti samovysychaním resp. na chemické zmrašťovanie VCS [–] a vodou dodanou ošetrovaním VEW,i. Presnejšie sú vzťahy pre výpočet popísané v predchádzajúcom pokračovaní cyklu [1]. Z hľadiska zamerania tohto článku je dôležitá druhá časť výpočtu straty vody z betónu – odparovaním do okolitého prostredia (DS).

of demand on water for curing. The design covers losses of water from concrete via all known mechanisms. There was described a framework of the calculation. However, the function representing dynamics (intensity E) of water loss to ambient environment stayed undisclosed. There are several mathematical models describing loss of water to the ambient environment via evaporation. In this paper, we confront them with results of the experimental study of water loss from concrete to the ambient environment.

S Ú Č A S N Ý V Ý P O Č E T M N O Ž S T VA VODY NA IC

Štruktúra samotného výpočtu množstva vody na vnútorné ošetrovanie (IC) sa člení do dvoch častí – výpočet dávky vody podľa teórie chemického zmrašťovania (tzv. sealed system) a výpočet podľa teórie vonkajšieho vysychania (tzv. unsealed system). Celkové množstvo vody pridávané do betónu s IC musí pokryť spotrebu na hydratáciu a straty do okolitého prostredia. Do výpočtu vstupujú už zadané vstupné informácie. Okrem už popísaných sa zadávajú aj očakávané pravdepodobné parametre expozície betónu prostrediu s teplotou prostredia TAMB [°C], s povrchovou teplotou betónu TC [°C], s relatívnou vlhkosťou prostredia RH [%] a rýchlosťou vetra v W [km/h]. Pre výpočet sú dôležité aj vstupné 88

V Ý P O Č E T M N O Ž S T VA V O D Y P O K RÝ VA J Ú C E H O S T R AT Y O D PA R O VA N Í M

Zatiaľ čo výpočet vody pre pokrytie CS neuvažuje a nezahŕňa podmienky prostredia a konštrukcie, tieto priamo vstupujú do výpočtu straty vody podľa teórie vonkajšieho vysychania. Tieto prakticky riadia celý proces odparovania vody z betónu. Zdanlivo statický systém je v skutočnosti dynamický. Nestacionárne vlhkostné pole je determinované meniacim sa povrchom betónu v kontakte s okolitým prostredím, meniacou sa vlhkosťou cementového tmelu (stupňom vyplnenia kapilár pórovým roztokom) a klesajúcim vlhkostným gradientom, rastúcou hutnosťou tuhnúceho a tvrdnúceho cementového tmelu (narastajúci difúzny odpor). Časový priebeh straty vlhkosti do okolitého prostredia sa z hľadiska dynamiky (intenzity) rozdeľuje do troch fáz. V prvej fáze dochádza k odparovaniu tzv. vypotenej vody (bleed water) z povrchu betónu [2]. Postupne sa oblasť odparovania presúva hlbšie do cementového tmelu (fáza II). Medzi fázou I a II je dobre pozorovateľný pokles intenzity straty vlhkosti. V II. fáze sa vyprázdňujú pôvodne saturované kapiláry cementového tmelu, čo vyvolávajú

1 Obr. 1 Ilustračný obrázok – trhlina v betóne ❚ Fig. 1 Illustrative picture – crack in concrete Obr. 2 Model straty vlhkosti (intenzity odparovania vody) podľa Menzela (upravené z [9, 15]) ❚ Fig. 2 Model of loss of moisture (intensity of evaporation) by Menzel (modified from [9, 15]) Obr. 3 Schéma meracej a klimatizačnej aparatúry ❚ Fig. 3 Scheme of measuring and (air)conditioning apparatus

kapilárne napätia prejavujúce sa v cementovom tmele. Ak medzičasom systém začne tuhnúť, vertikálne deformácie resp. kolaps systému sa obmedzí, čo začína spôsobovať generovanie všesmerných napätí. Oblasť odparovania sa presúva hlbšie do cementového tmelu (fáza III) a vplyvom zväčšujúcej sa hĺbky oblasti odparovania a rastúcej hutnosti cementového tmelu dochádza k výraznému spomaleniu odparovania [2, 3, 9, 14]. V súčasnosti je známych viacero matematických modelov odparovania vody v závislosti od podmienok okolitého prostredia. Najčastejšie sa však v odbornej, technickej ale i vedeckej literatúre stretávame s grafickou podobou nomogramu z 1960 (spracoval Bloem pre NRMCA [4]) pôvodného Menzelovho modelu (1954, obr. 2). Menzel sa vo svojom diele [2] nechal inšpirovať Daltonom [5]. Súčasná podoba nomogramu je akceptovaná naprieč prakticky celou odbornou verejnosťou, napr. [7, 8, 9, 10]. Popisuje intenzitu odparovania vody EE,M [kg/m2.h] z voľnej vodnej hladiny ako funkciu určujúcich činiteľov okolitého prostredia, teploty povrchu betónu TC [°C]; teploty prostredia TAMB [°C]; relatívnej vlhkosti RH [%] a rýchlosti prúdenia vzduchu v W [km/h]. Je preto zrejmé, že jeho platnosť sa výrazne časovo obmedzuje na krátke obdo-


❚

6/2012


❚


nia vody z betónu. V konečnom dôsledku sa dospeje ku vzťahu (2) [11, 12] pre výpočet intenzity odparovania vlhkosti z betónu EC [kg/m2.h], kde do výpočtu vstupuje vek betónu t [h] a časová konštanta a (= 3,75 h pre betóny a 6,16 h pre malty [12]). Vzťah (2) (model podľa Al-Fadhala) možno chápať len ako platformu pre danú receptúru, nakoľko kvantifikovanie intenzity odlučovania vody z betónu ešte nebolo vykonané. Pre návrh ošetrovania betónu sa z dovtedy známych meraní odvodil tu zavedený Mix design model, ktorý slúžil ako prvotný odhad vstupujúci do prvotného návrhu IC [1] a je charakterizovaný vzťahom (3), kde t je vek betónu [h].

Intenzita odparovania [kg/m2.h]

Teplota prostredia [°C]

bie tesne po úprave povrchu betónovej konštrukcie kedy sa odparuje tzv. vypotená voda (bleed water) [11]. Intenzita straty vlhkosti z povrchu betónu je závislá od intenzity odlučovania vody z betónu, podmienok prostredia, textúry povrchu a ošetrovania betónu [11, 12, 13]. Model je vhodný pre kalkuláciu straty vlhkosti len vo veľmi mladom veku betónu a často sa spája s plastickým zmrašťovaním. V prípadnej praktickej aplikácii modelu stojí tento (zo svojej podstaty) na strane bezpečnosti. To znamená, že ošetrovacia voda potrebná (podľa modelu) na pokrytie odparenej vody bude už po prechode do II. fázy výrazne prevyšovať potreby. Navyše model poskytuje iba rámcovú informáciu o tom, ako jednotlivé činitele prispie-

[kg/m2.h]

(2)

⎛ 1 ⎞ E E = 0,2373 ⎜ 0,5411 ⎟ [kg/m2.h] ⎠ ⎝t

(3)

EC = EE . e

2

vajú k strate vlhkosti z betónu. Model nezohľadňuje ani ochladzujúci efekt odparovania vody z povrchu betónu, a aj preto sa potýka s výraznou nepresnosťou, ktorá (podľa [11]) dosahuje ± 25 % pri EE do 1 kg/m2.h a pri vyšších intenzitách systematicky vykazuje vyššie hodnoty o približne 50 %. © 2,5 E E ,M " 5 ª(TC 18) « © RH 2,5¹ ¹ ª (TAMB 18) ºº . «100 »» . (vW 4) . 10

6

⎛ t ⎞1,5 −⎜ ⎟ ⎝a⎠

Ako to demonštruje aj obr. 5 všetky uvedené modely majú svoje väčšie, či menšie nedostatky a necharakterizujú skutočnosť. Existuje viacero nekomplexných modelov, no všetky zlyhávajú (vykazujú významné chyby) pri prechode z I. do II. fázy odparovania. Vykonalo sa experimentálne overenie straty vlhkosti z betónu v čase pri určitých okrajových podmienkach prostredia a na základe neho sa pristúpilo k spresneniu výpočtu množstva vody potrebnej na IC tak, aby pokryla straty vody odparovaním. E X P E R I M E N TÁ L N E O V E R E N I E

[kg/m2.h] (1)

S rastúcim vekom betónu je potrebné vzťah modifikovať. Jednou z možností je zahrnúť do výpočtu už spomenutú, časovo závislú, intenzitu odlučova-

Metodika a skúšobná zostava (aparatúra) Meranie straty vlhkosti z betónu do okolitého prostredia sa navrhlo vykonať v klimatizačnej komore, v ktorej sa regulovali tri parametre prostredia – teplota, vlhkosť a rýchlosť prúdenia vzduchu (obr. 3).

3

6/2012

❚


89

❚




4

5

Strata vlhkosti sa monitorovala zmenou hmotnosti vzoriek v pravidelných intervaloch (á 1 h) vo formách až do veku približne 48 h. Tri vzorky, pričom jednou vzorkou sa rozumie sada troch skúšobných telies (obr. 4), boli vystavené pôsobeniu okolitého prostredia s parametrami TAMB = 35 ± 1 °C; TC = 40 ± 1 °C; RH = 50,5 % a v W = 3 ± 0,5 km/h. Pre skúšky sa použil portlandský cement CEM I 42,5 N s mernou hmotnosťou 3 077 kg/m3. Chemické zmrašťovanie použitého cementu bolo 7 % a jemnosť stanovená podľa Blaina 344,77 m2/kg. Začiatok tuhnutia sa podľa STN EN 1015–9 stanovil 185,3 min, pričom koniec tuhnutia sa zistil v 254,6 min. Ako plastifikačná prísada (WRA) sa použil superplastifikátor Berament HT2 s účinnou látkou na báze polykarboxylátu (v dávke 0,3 %). Vodný súčiniteľ betónu sa použil 0,42. Okrem týchto meraní prebiehali v dlhšom časovom období aj merania straty vody z betónu pri rôznych kombináciách okrajových podmienok a rôznych metódach ošetrovania betónu. Konkrétne sa použili kombinácie okrajových podmienok v intervaloch TAMB = 20 až 35 °C; RH = 30 až 70 % a v W = 3 až 12 km/h. Tie sa však použili len do úpravy Menzelovho modelu pre 1. fázu odparovania. Výsledky Orientačné porovnanie existujúcich modelov a skutočne zistenej intenzity odparovania vody z betónu poskytuje obr. 5. Z neho je zrejmé, že model podľa Menzela dáva konštantnú intenzitu odparovania vody bez ohľadu na reológiu betónu. S ohľadom na zistenú nepresnosť modelu a porovnaním so skutočne meraným priebehom možno 90

konštatovať, že pomerne dobre charakterizuje stratu vlhkosti z betónu vo veľmi mladom veku betónu. Tvrdenie podporuje aj pomerne nízky použitý vodný súčiniteľ. Zvyšné dva modely podľa Al-Fadhala aj (empirický) Mix Design (odvodený pri meraniach podľa ASTM 1579– 06) zohľadňujú zmeny v štruktúre betónu súvisiace s hydratáciou. Nezahŕňajú však isté obdobie veku betónu, počas ktorého sa intenzita odparovania vody z povrchu rovná alebo približuje intenzite odparovania vody z voľnej vodnej hladiny (ako ju definuje Menzelov model). Toto obdobie zodpovedá prvej fáze, t.j. keď intenzita transferu vlhkosti z cementového tmelu na povrch betónu (intenzita odlučovania) vody sa rovná intenzite odparovania podľa Menzela. Ako možno pozorovať z obr. 5, posunutím oboch alternatívnych modelov do veku približne 6 h možno získať reálnejší model. Tu sa žiada zdôrazniť potreba úpravy modelu podľa Al-Fadhala v intenciách zvýšenia intenzity odparovania vody v mladom veku tak, ako to načrtáva skutočné meranie. A P L I K Á C I A / N ÁV R H Ú P R AV Y MENZELOVHO MODELU

Výpočet straty vody z betónu sa na základe meraných intenzít rozdeľuje do dvoch častí. V prvej časti sa uvažuje s intenzívnou a rovnomernou stratou vlhkosti odparovaním z povrchu betónovej konštrukcie. Z vykonaných meraní pri expozícii prostrediu s rôznymi okrajovými podmienkami sa zistilo, že v počiatočnom veku betónu (rádovo 6 h) možno odparovanie vody aproximovať na konštantné a korelujúce s Menzelovým modelom. V druhej fáze dochádza vplyvom synergického pôsobenia útlmu hydratácie

Vek [hod.]

(uvoľňovania hydratačného tepla) a intenzívneho formovania pevných štruktúr k radikálnemu poklesu straty vlhkosti do okolitého prostredia s tým, že do 24 h klesne prakticky na 0,25 kg/m2.h a limitne sa blíži nule (obr. 6). Samotný výpočet podľa teórie vonkajšieho vysychania začína od zjednodušeného modelu (obr. 6) pre určenie intenzity straty vlhkosti odparovaním EE,I(t) a EE,II(t) [kg/m2.h] v určitom čase t. Výpočet podľa teórie vonkajšieho vysychania po dobu n hodín začína od modelu intenzity straty vlhkosti EE,I(t) a EE,II(t). Intenzita odparovania vlhkosti v čase (t), prvej fáze EE,I(t) sa určí úpravou Menzelovho modelu (1) korekčnou funkciou f1, vzťah (4). Pri voľbe korekčnej funkcie sa vychádzalo zo zistenej najlepšej zhody medzi Menzelovym modelom a skutočným meraním, t.j. pri intenzite straty vlhkosti cca 550 g/m2.h, resp. 0,55 kg/m2.h (obr. 7). V prvej fáze, vo veľmi mladom veku betónu (približne do 7 h) je možné intenzitu straty vlhkosti EE,I považovať za konštantnú. Určí sa modifikovaným Menzelovym modelom podľa vzťahu (5). Celková strata VL,I vody odparovaním v prvej fáze sa potom určí jednoducho podľa vzťahu (6). f1 = e

( E E ,M − 0,55 )

E E ,I =

E

e

E ,M ( E E ,M − 0,55 )

[–]

(4)

[kg/m2.h]

(5)

[kg/m2]

(6)

6

VL,I = ∑ E E ,I (t) t =1

V druhej fáze dochádza vplyvom synergického pôsobenia útlmu hydratácie (uvoľňovania hydratačného tepla) a intenzívneho formovania pevných štruktúr k radikálnemu poklesu straty


❚

6/2012

❚





6

Vek betónu [hod.]

vlhkosti do okolitého prostredia (obr. 6) s tým, že do 24 h klesne prakticky na 0,25 kg/m2.h a limitne sa blíži nule. Vo veku 48 h sa dosahuje intenzita straty vlhkosti cca 0,01 až 0,02 kg/m2.h. Výslednú formu funkcie odparovania vody z betónu v druhej fáze definuje vzťah (7), kde t [h] je vek betónu a koeficient 4 zohľadňuje druh a triedu cementu CEM I 42,5 N. Celková strata VL,II vody odparovaním v druhej fáze sa potom určí jednoducho podľa vzťahu (8). © t 7¹ ª º « 4 »

E E ,II " E E ,I . e

0, 015

[kg/m2.h]

(7)

[kg/m2]

(8)

n

∫ E E ,II (t)

VL,II =

t=7

Z ÁV E R

Správne stanovené množstvo vody potrebnej pre IC betónu je kľúčový parameter pre optimálny návrh zloženia čerstvého betónu, optimálne vlastnosti zatvrdnutého betónu a hlavne pre úspešné fungovanie IC a zamedzenie poškodeniu betónovaných (najmä) plošných konštrukcií. Podarilo sa prinajmenšom poukázať na nedostatky celosvetovo akceptovaného modelu výpočtu intenzity odparovania vody z betónu a v rámci dostupného množstva výsledkov laboratórnych meraní sa navrhli úpravy tohto modelu tak, že sa rozdelil do dvoch fáz charakterizovaných dvomi rozličnými funkciami. Vytvorili sa tým predpoklady jednoduchému a významnému spresneniu výpočtu, čo nutne musí mať dopad aj na výsledky doposiaľ vykonaných skúšok účinností IC, a to tých, ktoré vychádzali z výpočtu potreby vody na ošetrovanie so zohľadnením vonkajšieho vysychania (DS). 6/2012

❚

7

Intenzita odparovania [T, RH, vw]

Literatúra: [1] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 5. Návrh receptúry čerstvého betónu s vnútorným ošetrovaním, Beton TKS, Vol. XI, No. 6, Beton TKS, Praha, 2011, pp: 36–42 [2] Menzel C. A.: Causes and Prevention of Crack Development in Plastic Concrete, in Proc., Portland Cement Ass. Annual Meeting, 1954, pp:130–136 [3] Hover Kenneth C.: Evaporation of Water from Concrete Surfaces, ACI Materials Journal, Vol. 103, No. 5, ACI, Farmington Hills, 2006. pp:128–133 [4] Bloem D.: Plastic Cracking of Concrete, Engineering Information, National Ready Mixed Concrete Association/National Sand and Gravel Association, July 1960, 2 pp. [5] Dalton J.: Experimental Essays on Evaporation, Manchester Lit. Phil. Soc. Mem. Proc., Vol. 5, 1802, pp. 536–602 [6] Uno P. J.: Plastic Shrinkage Cracking and Evaporation Formulas, ACI Materials Journal, Vol. 95, No. 4, ACI, Farmington Hills, 1998, pp: 365–375. [7] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 4. Konvenčný návrh ošetrovania pomocou ľahkého kameniva, Beton TKS, Vol. 10, No. 6, Beton TKS, Praha, 2010, pp:40–43 [8] Bajza A., Rouseková I.: Technológia betónu, Jaga Group, Bratislava, 2006, p:190

Publikované informácie sú čiastkovými závermi dizertačnej práce „Ošetrovanie plošných betónových konštrukcií proti strate vlhkosti“, ktorú materiálne podporili STU v Bratislave, TSÚS Bratislava, LIAS Vintířov, PCLA Ladce a BASF.

Ing. Peter Briatka, PhD. TSÚS Studená 3, 821 04 Bratislava e-mail: [email protected] [email protected] Doc. Ing. Peter Makýš, PhD. Stavebná fakulta STU v Bratislave Radlinského 11, 813 68 Bratislava


[9]

[10]

[11]

[12]

[13]

[14]

[15]

ACI Committee 308: Guide to Curing Concrete (ACI 308R–01), ACI, Farmington Hills, MI, 2001, 31 pp. Concrete Q&A: Estimating Evaporation Rates to Prevent Plastic Shrinkage Cracking, Concrete International, Vol. 29, No. 3, ACI, Farmington Hills, 2007, pp: 80–82 Al–Fadhala M., Hover M.: Rapid evaporation from freshly cast concrete and the Gulf environment. Construction and Building Materials, 2001 Schindler A., Ruiz J., Rasmussen R., Chang G., Wathne L.: Concrete pavement temperature prediction and case studies with the FHWA HIPERPAV models, Cement and Concrete Composites, 2003 Rochefort J., McCullough B., Dossey T., Fowler D.: Evaluation of the Effects of the Tining Operation on the Performance of Portland Cement Concrete Pavements, Research Report 4978–1, The Center for Transportation Research, Austin, October 2000 SP–15(05): Field Reference Manual: Standard Specifications for Structural Concrete ACI 301–05, ACI, Farmington Hills, 2005. p: 660 Briatka P.: Úvod do ošetrovania betónu 1 – V letnom období, Materiály pro stavbu, Vol. XVII., No. 1, Business Media CZ, Praha, 2011, pp: 16–20

Obr. 4 Axiálne ventilátory regulované pomocou reostatov ❚ Fig. 4 Axial fans controlled by rheostats Obr. 5 Porovnanie viacerých modelov a reálne dosiahnutých výsledkov pri (TAMB = 35 °C; TC = 40 °C; RH = 50 % a vW = 3 km/h; w/c = 0,42) ❚ Fig. 5 Comparison of several models and measured results at (TAMB = 35 °C; TC = 40 °C; RH = 50 % a vW = 3 km/h; w/c = 0,42) Obr. 6 Model intenzity odparovania vody z betónu ❚ Fig. 6 Model of intensity of evaporation water from concrete Obr. 7 Úprava a transformácia Menzelovho modelu podľa meraných intenzít straty vlhkosti ❚ Fig. 7 Modification and transformation of Menzel´s model according to measured intensities of evaporation

91


❚


PLNĚ HYDRAULICKÉ BEDNĚNÍ PRO TUNELOVOU VÝSTAVBU ❚ FULLY HYDRAULIC FORMWORK FOR TUNNEL CONSTRUCTIONS Radek Syka

Gigantický tunelový projekt – nová železniční trasa se třemi základními tunely vedoucími skrz alpský masiv – je základem železniční tratě mezi Curychem a Milánem. Tunel prochází skalními útvary masívu Aar a Gotthard, které jsou více než 2 500 m vysoké, a je rozdělený do pěti úseků o úhrnné délce téměř 60 km. Se svojí délkou je nejen nejdelším železničním tunelem na světě, ale je díky složitosti geologických podmínek i průkopnickým dílem v oblasti hornictví. Konkrétně stavební úsek Erstfeld o délce 7,5 km patří mezi ty složitější, a to jak z hlediska podloží, tak i architektonického návrhu a samotného provádění stavby. Tunelové trouby byly raženy vrtnými soupravami, jejichž práce byla v několika případech doplněná podpůrným odstřelem s následným vyhotovením stěn tunelu z monolitického betonu. Nejsložitější bylo ražení dvou odbočných tunelových trub, z nichž každá má délku 400 m. Tato větvení jsou důležitou předinvesticí k budoucímu prodloužení tunelu na sever. Větvení pak zabezpečí optimální možnost dostavby tunelu bez nutnosti zastavení provozu na stávající komunikaci. Jako dodavatele bednicího systému si firma Alp Tranzit a konsorcium AGN vybraly společnost Doka, která dodala speciální plnohydraulický a flexibilně přizpůsobitelný bednicí vozík. Díky je92

ho využití dosáhl stavební tým extrémně krátkých časů na jednotlivých taktech a to i přes značně se měnící průřez tunelu. Stěžejním místem stavby je rozpletová část tunelu, která má tvar písmene Y a v které dochází k významným změnám v proporcích tunelových trub. Výška se tu mění ze 7,92 na 10,4 m a šířka z průběžných 5,72 m až na úctyhodných 17,65 m (obr. 1). Stavební páce začínaly v nejširším a nejvyšším místě, a tak se musel bednicí vozík Doka v každém z třiceti sedmi betonovacích záběrů zmenšit a přizpůsobit novému průřezu. Aby bylo možné tohoto dosáhnout a zároveň poskytnout stavebnímu týmu bezpečné, rychlé, jednoduché a flexibilní řešení, vyprojektovali specialisté ze servisní podpory dodavatele bednění plnohydraulický tunelový bednicí vozík, který je možné nastavit na požadavky specifické pro projekt (obr. 2). Pro větší jednoduchost a hospodárnost vozík sestává z více než ze tří čtvrtin z běžných systémových komponentů bednění Doka. Celkový průběh bednění, odbednění, spouštění a přesuny rozměrného bednicího vozíku se realizují pomocí šestnácti výkonných hydraulických cylindrů a to s pomocí dálkového ovládání (obr. 3). Stlačením knoflíku mistr ovládá přesuny 170 t těžké nosné konstrukce a bednění přesně a rychle do dalšího betonovacího záběru. Pro usnadnění pohybů byly navíc nasazeny vysokoúnosné pojezdové mechanizmy pohá-

něné hydraulickými motory, které byly speciálně vyvinuté pro tento projekt. Bednění samotné bylo vytvořeno z nosníkového bednění TOP50 a opěrných koz. Jednoduché a rychlé přizpůsobení rozličné šířky průřezů bedněných úseků bylo zajištěno hydraulickým posuvem částí bednění směrem dovnitř (obr. 4). Nadbytečné bednicí segmenty byly odmontovány a bednění se následně opět pevně uzavřelo na klenbě. Po dvanáctém taktu ve východním tunelu, resp. po čtrnáctém v západní části, bylo nutné, vzhledem k extrémnímu snížení průřezu, odebrat dvě řady podpěr nosné konstrukce a vyměnit bednění klenby. Díky tomuto jednoduchému a promyšlenému systému byl zajištěn maximálně plynulý průběh betonovacích prací. Nasazení bednicího vozíku bylo pro budování Gotthardského tunelu přínosným krokem, který urychlil a usnadnil betonáž tunelových trub. Osazení formy uzavřenými pracovními plošinami a integrovanými ochrannými koši navíc přispělo k pohodlné a bezpečné práci ve všech fázích betonovacího cyklu. Označení CE, kterým vozík disponuje, je zárukou kvality a spolehlivosti. Radek Syka Česká Doka bednicí technika, spol. s r. o. Za Avií 868, 196 00 Praha 9-Čakovice tel.: 284 001 354, 724 841 284 e-mail: [email protected]


www.doka.cz

❚

6/2012


❚


1 Obr. 1 Bednicí tunelová forma při nasazení na rozpletu tvaru Y v sekci u Erstfeldu Gotthardského tunelu placed at a Y diversion of the Gotthard Tunnel at the section near Erstfeld

❚

Fig. 1

Moulding tunnel formwork when

Obr. 2 Hydraulika 170t bednicího vozíku ovládala veškeré procesy formy, tj. zabednění, odbednění, výškové nastavení i posun do dalšího taktu ❚ Fig. 2 All processes were controlled by a 170 t hydraulic bogie (i.e. formwork mounting and dismounting, heigth adjustment, moving into the next segment) Obr. 3

Řídící centrum hydraulického ovládacího systému

Obr. 4

Přesun bednicího vozu

Obr. 5

Příprava výztuže a bednění boční klenby

❚

Fig. 4

❚

Fig. 3

Control centre of the hydraulic system

Moving the formwork cart ❚

Fig. 5

Preparing the reinforcement of the side vault

2

3

4

5

6/2012

❚


93

VĚDA A VÝZKUM

❚

SCIENCE AND RESEARCH

PREDIKCE VZNIKU A VÝVOJE PORUCH BUDOV VYVOLANÝCH POKLESOVOU KOTLINOU V DŮSLEDKU PODZEMNÍ ČINNOSTI ❚ PREDICTION OF DAMAGE IN BUILDINGS CAUSED BY SETTLEMENTS DUE TO UNDERGROUND EXCAVATIONS Vladimír Červenka, Tomáš Ebermann, Lukáš Kadlec, Vladimír Křístek, Lukáš Vráblík Při výstavbě mělkých tunelů ve městech dochází k jejich střetům se stávající nadzemní zástavbou a inženýrskými sítěmi. Ražba tunelu, tak aby vždy byla úplně dodržena deformační kriteria platná pro nové budovy i inženýrské sítě, které se nad nimi nacházejí, by si však vyžádala zcela mimořádné náklady. Ekonomičtější je připustit určité deformace těchto objektů během jejich podcházení podzemní stavbou a poté provést jejich sanování, přičemž ekonomické náklady na sanaci poškození způsobených ražbou tunelu musí být podstatně nižší, než náklady na preventivní zajištění náročných deformačních kritérií platných pro nové stavby. Pro predikci míry očekávaných poškození se úspěšně uplatňují pokročilé nelineární výpočtové metody.

❚ Near-surface tunnels in

cities can interfere with existing buildings and utility facilities. Inevitably, a tunnel excavation which satisfies strict deformation criteria for buildings and the utility facilities would require extraordinary expenses. It is more effective to accept certain limited deformations due to tunnel excavation and subsequent repair provided that the cost of repairs of surrounding structures is lower than the cost of preventative provisions for complying with criteria valid for new structures. Assessment of the expected damage can be performed by advanced numerical simulations as shown in the paper.

Při výstavbě mělkých tunelů ve městech dochází k jejich střetům se stávající nadzemní zástavbou a inženýrskými sítěmi. Ražba tunelu tak, aby vždy byla úplně dodržena deformační kritéria platná pro nové budovy i inženýrské sítě, které se pod nimi nacházejí, by si však vyžádala zcela mimořádné náklady. Při tom je ovšem třeba zamezit nevratné ztrátě statické únosnosti a ekonomické náklady na sanaci částečného poškození staveb způsobené ražbou tunelu musí být podstatně nižší, než náklady na preventivní zajištění náročných deformačních kritérií platných pro nové stavby. Spolehlivost objektu je možné charakterizovat vlastnostmi, které splňují na něm požadované funkce při současném zachování provozních ukaza94

telů v daných mezích v daném časovém úseku. Jednotlivé složky spolehlivosti jsou zejména jeho bezpečnost, použitelnost, tj. schopnost provozu, a trvanlivost. Podmínkou spolehlivosti se rozumí matematické vyjádření vztahu mezi účinkem zatížení na konstrukci a přípustnou hodnotou tohoto účinku, jež je definována příslušnými pravidly pro projektování. Problematika trhlin je jednou z rozhodujících otázek stavu poškození konstrukce. Tento stav je nutné posuzovat jak z hlediska mezního stavu použitelnosti – provozuschopnosti, tak i z hlediska statické bezpečnosti s ohledem na únosnost a kolaps konstrukce. Pro mez poškození vyžadujeme omezené použití s definovanou minimální bezpečností. Tato mez potom hraničí s jistou mezí „možného nebo přijatelného poškození“ objektu, což se obvykle posuzuje různými dodatečnými statickými nebo jinými rozbory. Jako typické varovné charakteristiky jsou velikost trhlin, velké nebo zvětšující se průhyby nebo tendence ke kolapsu v důsledku napjatostních účinků, přemáhání konstrukce apod. Zvláštní pozornost zasluhují rozbory druhu, velikosti a hlavně příčin vzniku trhlin. Je třeba zajistit: • definování požadavků na provozuschopnost objektu a určení kritérií na jejich posouzení, • charakteristiky komponentů nebo materiálů, • identifikace provozních charakteristik a vlastností, které mohou sloužit jako indikátory poškození, • identifikace očekávaného a možného rozsahu škod v souvislosti s určenými faktory, • identifikace možných mechanismů poškození, • zvážení, jak je možné při používání konstrukce vyvolat jednotlivé faktory, • definování požadavků na údržbu s ohledem na předpokládanou, resp. požadovanou životnost objektu, • ověření předpokladů jednotlivých faktorů poškození, • ověřování a měření k získání podkladů pro předpověď životnosti s ohledem na dané podmínky prostředí, v kterém se objekt nachází,

• dlouhodobé pozorování podobných

objektů při podobných podmínkách používání, • vytvoření matematického modelu analýzy a předpokladů poškození a porovnání rychlostí změn jevů na zjištění životnosti a při sledování v daných podmínkách. Trhliny je z hlediska trvanlivosti konstrukce třeba posoudit podle příčin jejich vzniku. Rozeznáváme trhliny povrchové – většinou vyvolané smršťováním a trhliny statické vznikající vlivem přetížení nebo vynucených deformací. Při posuzování závažnosti trhlin je nutné zvážit charakteristické vlastnosti konstrukce, zejména citlivost konstrukce v určitých místech na zatěžující a deformační účinky. A N A LÝ Z A D E F O R M A Č N Í C H S TAV Ů

Deformační stav konstrukce je důležitým ukazatelem její životnosti a provozuschopnosti, ať už z hlediska funkce, nebo i z hlediska meze porušení konstrukce. Pro hodnocení je možno rozdělit přetvoření na: • předvídaná, se kterými se počítalo ve statickém výpočtu, a proto se mohla udělat opatření proti jejich nepříznivým důsledkům; patří sem účinky předpokládaného zatížení a deformace podloží – poklesů podpor. • nepředvídaná, která nebyla uvažována ve statickém výpočtu, a proto mohou vést k znehodnocení konstrukce (např. nadměrné zatížení konstrukce s dynamickými účinky, neočekávaný pokles podpor nebo vynucená přetvoření, velké snížení pevnosti materiálů). Předvídaná přetvoření mohou být dvojího druhu, a to: • teoretická, která vyplývají ze statického řešení a při jejich určení se vychází z požadavků norem a předpisů nebo z odborných posudků (např. o sedání základů), • skutečná, aktualizovaná, která opět vyplývají ze statického řešení, při němž se však už použily podklady získané měřením (např. pevnosti a moduly přetvárnosti, sedání podpor aj.).


❚

6/2012

VĚDA A VÝZKUM

1


2

V Ý P O Č T O VÁ A N A LÝ Z A V Z N I K U A VÝVOJE PORUCH BUDOVY VYVOLANÝCH POKLESOVOU KOTLINOU V DŮSLEDKU PODZEMNÍ ČINNOSTI

Jako příklad je uvedena analýza predikce vývoje poruch budovy vyvolaných poklesovou kotlinou v důsledku ražeb Královopolských tunelů v Brně. Královopolské tunely jsou jednou z hlavních součástí Velkého městského okruhu (VMO) města Brna. Jedná se o dva paralelní dvoupruhé ražené tunely Královopolský tunel I a Královopolský tunel II. Tunel I má celkovou délku 1 239 m a je situován v ose ulic Žabovřeské – Dobrovského. Ražená část má délku 1 053 m a hloubené části jsou budovány v zapažených stavebních jámách délky 134 m v Žabovřeskách a 52 m v Králově Poli. Tunel II má celkovou délku 1 258 m a je situován asi 60 m jižně od tunelu I v prodloužené ose ulice Pešinovy tak, aby docházelo k co nejmenšímu ovlivnění stávající nadzemní zástavby. Ražená část má délku 1 060 m a hloubené části, budované stejně jako u tunelu I v zapažených stavebních jámách, délky 149 m v Žabovřeskách a 49 m v Králově Poli (obr. 1). Ražby obou tunelů probíhaly v letech 2008 až 2010, v současnosti jsou tunely v provozu. Analýza predikce vývoje poruch vyvolaných poklesovou kotlinou v důsledku ražeb byla provedena na středním traktu budovy Zdravotnického zařízení Ministerstva obrany ČR v ulici Dobrovského 25A. Objekt je složen z tří vzájemně propojených stavebních traktů, má čtyři až pět nadzemních podlažní, jedno podzemní podlaží a je 6/2012

❚

❚

ukončen šikmou sedlovou střechou o malém spádu. Budova není zařazena mezi památkově chráněné objekty. Svislé nosné svislé konstrukce nadzemních podlaží tvoří zdivo z plných pálených cihel tloušťky do 600 mm a v podzemním podlaží železobetonové stěny. Vodorovné nosné konstrukce jsou tvořeny železobetonovými prefabrikáty. Budova byla postavena v roce 1961. Na obr. 2 je ukázán pohled na její západní fasádu, která byla analyzována. Je zcela zřejmé, že pro objektivní posouzení skutečného chování objektu nestačí běžný pružný výpočet založený na krajně zjednodušených materiálových modelech. Řešení, pokud má uspokojivě respektovat reálné chování betonu, nelze limitovat předpoklady pružnosti a linearity. Pro výpočty skutečného působení konstrukcí řešeného typu lze použít program ATENA (Červenka Consulting) s nelineárním materiálovým modelem vystihujícím skutečné chování konstrukcí v širokém rozsahu jejich působení. Materiálové modely jsou založeny na isotropním způsobu poškozování materiálu v tlaku bez trhlin a na ortotropním poškozování materiálů po vzniku trhlin; tahovou houževnatost materiálu využívá metoda prostřednictvím poznatků založených na nelineární lomové mechanice. Programem lze řešit i pokritické chování konstrukce po dosažení únosnosti na sestupné větvi diagramu zatížení-průhyb. Řešení je formulováno v oboru velkých deformací a zahrnuje tedy i geometricky nelineární chování. Řešená konstrukce a tvar poklesové kotliny jsou znázorněny obr. 3a; tento


Obr. 1 Situace

❚

Fig. 1

Location of

tunnels Obr. 2 Pohled na západní fasádu řešené konstrukce

❚

Fig. 2

View on the western

facade of the investigated building

systém byl pro použití programu idealizován konečnými prvky podle obr. 3b. Výsledky nelineárního výpočtu zahrnujícího reálné zatížení konstrukce a vynucené posuny podpor odpovídající tvaru poklesové kotliny jsou uvedeny na obr. 4a. Patrné je porušení trhlinami v místech extrémních namáhání, které lze porovnat se skutečným stavem – charakterem porušení objektu a způsobem vzniku a rozložení trhlin (obr. 4b). Porovnání ukazuje uspokojivou shodu prokazující použitelnost prezentovaného analytického přístupu, volby materiálových modelů a nelineárního výpočtového programu pro predikci míry poškození konstrukce podzemní činností. Z ÁV Ě R

Ukázaný příklad analýzy reálné konstrukce zasažené projevy podzemní činnosti prokázal, že v současné době jsou k dispozici výstižné výpočtové metody a nástroje pro predikci charakteru a stupně poškození stavebních konstrukcí v důsledku této činnosti. To umožňuje pro konkrétní předpoklady o způsobu, míře a časovém vývoji deformací podloží predikovat a zhodnotit odezvu konkrétní posuzované konstrukce a na základě toho zvolit taková opatření, která zaručí účinný a současně ekonomicky optimální přístup jak k realizaci podzemního díla, tak i k metodám sanace vzniklých poruch. Tak95

VĚDA A VÝZKUM

❚

SCIENCE AND RESEARCH Obr. 3 a) Řešená konstrukce a tvar poklesové kotliny, b) numerický model konstrukce ❚ Fig. 3 a) Analyzed building and the settlement shape, b) numerical model of the structure Obr. 4 Trhliny na objektu, a) vypočtené rozložení trhlin (největší šířka otevřených trhlin 3 mm), b) skutečný stav rozložení trhlin (trhliny jsou rozevřené na šířku 2 až 3 mm) ❚ Fig. 4 Crack pattern in the building walls, a) distribution of cracks (maximum crack width is 3 mm), b) observed crack pattern (crack widths 2 – 3 mm)

3a

4a

3b

4b

to lze prokázat možnost připustit určité deformace stávající nadzemní zástavby během jejich podcházení podzemní stavbou a následně vzniklé poruchy sanovat namísto toho, aby vždy byla úplně dodržena deformační kritéria platná pro nové stavby, které jsou podzemní výstavbou dotčeny, což by si mohlo vyžádat zcela mimořádné náklady. Tyto moderní postupy též umožní rozlišit a charakterizovat konstrukční typy z hlediska odezvy na projevy podzemní činnosti – z hlediska statického systému, statické neurčitosti, použitého materiálu a též z hlediska nároků na funkci konstrukce, na bezporuchovost, životnost, udržovatelnost a možnost opravy.

Ing. Vladimír Červenka, Ph.D., FEng. Červenka Consulting, s. r. o. Na Hřebenkách 55, 155 00 Praha 5 Ing. Tomáš Ebermann Arcadis Geotechnika, a. s. Geologická 988/4, 152 00 Praha 5 www.arcadisgt.cz

Ing. Lukáš Kadlec Prof. Ing. Vladimír Křístek, DrSc.

Uvedené výsledky byly získány v rámci řešení grantových projektů Doc. Ing. Lukáš Vráblík, Ph.D., FEng.

č. 103/09/2016 a č. P104/11/1311 (udělených Grantovou agenturou České republiky) a TA01031920 (uděleného Technologickou agenturou České

všichni: Katedra betonových konstrukcí

republiky).

Fakulta stavební ČVUT v Praze Thakurova 7, 166 00 Praha 6

Text článku byl posouzen odborným lektorem.

Literatura: [1] ATENA (2011), „ATENA Program documentation“, Červenka Consulting, Praha, 2011 [2] Cervenka V., Sistek M., Cervenka J.: Verification of global safety assisted by numerical simulation, fib symposium Prague 2011, ISBN 978-80-87158-29-6, pp. 62 [3] Cervenka V., Cervenka J.: Numerical Simulation as a Design Tool for Reinforced Concrete Structrures, 6th CCC Congress Marianske Lazne, 2010 [4] Červenka V., Pukl R. (1992): „Computer Models of Concrete Structures“, SEI, Vol. 2, No. 2, May 1992, IABSE Zürich, Switzerland, ISSN 1016-8664, pp. 103–107 [5] Červenka V. & Pukl R., Ozbolt J., Eligehausen R. (1995): Mesh Sensitivity Effects in Smeared Finite Element Analysis of Concrete Structures, In: Proc. of the Second Inter. Conf. on Fracture Mechanics of Concrete Structures (FRAMCOS 2): 1387–1396, Ed. F. H. Wittmann, AEDIFICATIO, ETH Zürich, Switzerland

96

[6]

[7]

[8]

[9]

Červenka J., Červenka V., Eligehausen R. (1998a): „Fracture-plastic material model for concrete, application to analysis of powder actuated anchors“, Third Int. Conf. on Fracture Mechanics of Concrete Structures, Proc. FRAMCOS 3, AEDIFICATIO, 1998, Gifu, Japan Červenka V. (1998b): „Simulation of shear failure modes of r.c. structures“, Proc. of EURO-C 1998 – Computational Modeling of Concrete Structures, April 1998, Badgastein, Austria, pp. 833–838 Křístek V., Vráblík L.: Relaxace namáhání stavebních konstrukcí při vynucených deformacích vyvolaných podzemní činností, Sb. mezinár. konf. Betonářské dny 2009, Hradec Králové, listopad 2009 Křístek V., Ebermann T.: Problematika predikce vývoje namáhání a přetvoření betonových konstrukcí ovlivněných ražbou podzemních děl, knižní publikace: in Stavební ročenka 2010, nakl. JAGA Group, Bratislava 2009, ISBN 978-80-8076-079-3


❚

6/2012

VĚDA A VÝZKUM

❚


VLIV PEVNOSTI BETONU A OBSAHU VLÁKEN NA VÝBUCHOVOU ODOLNOST ŽELEZOBETONOVÝCH PRVKŮ ❚ CONCRETE COMPRESSIVE STRENGTH AND FIBER DOSAGE AND THEIR INFLUENCE ON BLAST PERFORMANCE OF REINFORCED CONCRETE ELEMENTS

Článek shrnuje výsledky druhého běhu zkoušek výbuchové odolnosti železobetonových prvků konaných za spolupráce s Policií ČR a Armádou ČR ve Vojenském prostoru Boletice. Studován je vliv přidaných vláken a třídy pevnosti betonu na výbuchovou odolnost železobetonových prvků.

❚ The paper summarizes results of the second run of experiments focused on blast performance of reinforced concrete specimens. The experiment has studied and evaluated effect of PP fibers dosage and concrete compressive strength.

V souvislosti se současnou nestabilní celosvětovou politickou situací a nárůstem objemu a rozsahu teroristických útoků na objekty dopravní a veřejné infrastruktury je pokračováno v studiu odolnosti staveb proti extrémním zatížením, zejména zatížení výbuchem a nárazy. Článek prezentuje výsledky experimentů zaměřených na vliv přidaných vláken, třídy pevnosti betonu a jejich kombinace na výbuchovou odolnost železobetonu; doplňuje výsledky prezentované v [1] o výsledky experimentů konaných v červenci 2011. E X P E R I M E N TÁ L N Í V Ý Z K U M

Popis zkušebních těles Rozměry zkušebních těles byly navrženy s ohledem na vypovídající schopnost experimentů a přepravní a manipulační možnosti a jsou detailně popsány v [1]. Jedná se o železobetonové desky rozměrů 0,3 × 1,5 × 6 m, vyztužené 11 ∅ 16 při obou površích v podélném směru, ∅ 10 po 150 mm ve směru příčném. Smyková výztuž je tvořena sponami ∅ 8 (9 kusů/m2). Byl užit beton X0 a betonářská výztuž B500B podle ČSN EN 1992-1-1. Při experimentech jsou užita PP vlákna Forta Ferro délky 54 mm. Kvalita betonu a obsah PP vláken jsou proměnné (tab. 1). Vzorek 1 je navržen z betonu C30/37 bez vláken, vzorek 2 z betonu C30/37 s obsahem vláken 4,5 kg/m3, vzorek 3 z betonu C55/67 bez vláken, vzorek 4 z betonu C55/67 s obsahem vláken 4,5 kg/m3 a vzorek 5 z betonu C30/37 s obsahem vláken 9 kg/m3. 6/2012

❚

Uspořádání experimentů Experimenty probíhaly za spolupráce s Policií ČR a Armádou ČR ve vojenském prostoru Boletice. Policie ČR poskytla trhaviny a zajistila spolupráci se složkami IZS, Armáda ČR poskytla prostor a zajistila přípravu místa a odpal náloží. Výsledky jsou využitelné pro civilní praxi, jejich využití pro ochranné stavby stavěné Armádou ČR není dosud předmětem výzkumu; budoucí spolupráci nelze vyloučit. První sada zkoušek (vzorky č. 1 a 2) byla provedena v listopadu 2010, druhá (vzorky č. 3, 4 a 5) v červenci 2011 na stejném místě. Zkoušky probíhaly v místech bývalé dopadové plochy dělostřelecké střelnice v nadmořské výšce cca 900 m n. m. Tato plocha je v současné době užívána pro zneškodňování munice s prošlou dobou trvanlivosti a při stavebních pracích stále nalézané munice z 2. světové války. Uspořádání experimentů je detailně popsáno v [1]. Výsledky experimentů Za kontrolní vzorek je považován panel č. 1 z betonu C30/37 bez vláken. Tento prvek je nejvíce poškozen. Bylo dosaženo průrazu s plochou 0,43 m2, tedy 0,12 m3 objemu betonu (4,4 % celkového objemu betonu v panelu). Celkový objem vytrženého betonu (ztráty hmoty) byl 0,23 m3 (8,5 % z původního objemu betonu). Poškození průrazem činí 52 % z vytrženého betonu. Boky byly poškozeny po celé výšce panelu. Tvar se po výšce panelu směrem dolů rozšiřoval. Vzhled poškození (tvar průhybu) odpovídal prvku ohýbanému rovnoměr-

ným zatížením. Průhyb panelu byl zaznamenán 295 mm na levém a 310 mm na pravém boku. Přidání 4,5 kg/m3 vláken do stejného betonu, vzorek 2, vedlo k jinému způsobu porušení panelu. Tvar průhybu poškozeného panelu byl ve tvaru zlomu. Prvek s vlákny byl porušen hlavní ohybovou trhlinou velké šířky dlouhou téměř přes 4/5 výšky průřezu. Horní část betonového průřezu byla poškozena drcením betonu (tlakem). Tvar průhybu byl spíše trojúhelníkový. Bylo dosaženo menších hodnot poškození (sloupce 1 × 2 v tab. 1). Plocha průrazu se zmenšila o 40 %. Plochy poškození horního a dolního povrchu se snížily také o 40 %. Poškození boků zaznamenalo největší pokles. Levý bok nebyl téměř poškozen a na pravém boku se poškození snížilo o více než 50 %. Celkový objem vytrženého betonu se snížil o 35 %. Průhyby se oproti kontrolnímu prvku zvýšily o 19 %. Tento jev se přikládá větší schopnosti vláknobetonu pohltit více energie vzhledem ke svým mechanickým vlastnostem. Přidání dvojnásobného množství vláken (9 kg/m3), vzorek 5, způsobilo další snížení poškození panelu. Oproti panelu bez vláken byly změny následující. Tvar průhybu poškozeného panelu byl ve tvaru zlomu. Prvek s vlákny byl porušen hlavní ohybovou trhlinou velké šířky dlouhé téměř přes 2/3 výšky průřezu. Tlačená část betonového průřezu byla porušena tlakem, který vedl k drcení betonu. Tvar průhybu byl spíše trojúhelníkový. Bylo dosaženo menších hodnot poškození (sloupce 5 × 1 v tab. 1). Po-

Tab. 1 Porovnání výbuchové odolnosti jednotlivých vzorků of RC and RC with plastic fibres

PRVEK Beton Vlákna [kg/m3] Průraz při horním povrchu [m2] při spodním povrchu < krytí výztuže [m2] při spodním povrchu > krytí výztuže [m2] při horním povrchu < krytí výztuže [m2] při horním povrchu > krytí výztuže [m2] při levém okraji < krytí výztuže [m2] při levém okraji > krytí výztuže [m2] při pravém okraji < krytí výztuže [m2] při pravém okraji > krytí výztuže [m2] Vytržený beton celkem [m3] Trvalý průhyb [m] Odštípnutá vrstva betonu

Marek Foglar, Martin Kovář, Alena Kohoutková


1 C30/37 – 0,43 2,35 1,71 0,43 0,43 0,52 0,35 0,34 0,23 0,23 0,31

❚

Tab.1

2 C30/37 4,5 0,26 1,89 1,09 0,26 0,26 0,05 0 0,162 0,11 0,15 0,37

Summary of blast performance

3 C55/67 – 0,02 1,51 1,2 0,89 0,29 0,08 0,02 0,08 0,02 0,2 0,28

4 C55/67 4,5 NE 0,73 0,44 0,68 0 0 0 0 0 0,05 0,3

5 C30/37 9 NE 0,61 0,37 0,66 0,08 0 0 0 0 0,06 0,26

97

VĚDA A VÝZKUM

❚


1

2

3

4

5

6

škození desky průrazem se vůbec neprojevilo. Horní povrch byl poškozen pouze krátery od projektilů stoličky. Plochy poškození horního a dolního povrchu se snížily přibližně o 75 %. Pouze plocha odtržené krycí vrstvy u spodního povrchu se zvýšila. To bylo způsobeno tím, že u kontrolního prvku (č. 1) činil velkou část této plochy průraz. Poškození boků bylo zcela eliminováno. Celkový objem vytrženého betonu se snížil o 75 %. Průhyby se oproti kontrolnímu prvku snížily o 16 %. Použití vyšší třídy betonu C55/67, vzorek 3, způsobilo u prvku bez vláken snížení průrazu o 95 % (neproražený beton, který zůstal, je rozdrcený). Tvar a způsob porušení byly přibližně stejné. Rozsah poškození se velmi snížil (sloupec 3 vs. sloupec 1 v tab. 1). U horního 98

i spodního povrchu se plochy poškození snížily o 30 %. U boků bylo snížení výraznější. U betonu vyšší třídy se poškození boků snížilo o 85 %. Celkový objem vytrženého betonu se snížil o 13 %. Průhyby se oproti kontrolnímu prvku snížily o 10 %. Vzorek 4 s třídou betonu C55/67 a 4,5 kg/m3 vláken vykazoval přibližně stejné poškození jako vzorek 5, tab. 1 (sloupec 4 vs. sloupec 5 v tab. 1). Z toho je možné usoudit, že dvojnásobné zvětšení množství vláken ze 4,5 na 9 kg/m3 má přibližně stejný význam z hlediska výbuchové odolnosti železobetonového prvku jako dvojnásobné zvýšení třídy pevnosti betonu, z C30/37 na C55/67. U obou prvků nebylo dosaženo průrazu. Celkový objem vytrženého betonu byl 0,05 m3 (1,9 % z celkového ob-

jemu) u prvku C55/67 se 4,5 kg/m3 vláken a 0,06 m3 (2,2 % z celkového objemu) u prvku C30/37 a 9 kg/m3 vláken. I ostatní hodnoty z tab. 1 jsou u těchto prvků podobné. Rozdíl v průhybech je 300/260 mm (15 %). Pouze způsob porušení se u těchto vzorků lišil, viz porovnání sloupců 1 a 2 v tab. 1. Porovnání dvou prvků z betonu C30/37, ale s různým obsahem PP vláken (9 x 4,5 kg/m3): tvar a způsob porušení jsou přibližně stejné. Rozsah poškození se s rostoucím obsahem vláken velmi snížil (sloupec 5 vs. sloupec 2 v tab. 1). U prvku s více vlákny nebylo dosaženo proražení. Horní povrch byl poškozen pouze malými povrchovými výtržemi, pravděpodobně se jedná o krátery od projektilů stoličky nálože. Plochy porušení se u horního a spod-


❚

6/2012

❚

VĚDA A VÝZKUM 7

8

9

10

Obr. 1 Vzorek č. 1 poškozený výbuchem – horní povrch ❚ Fig. 1 Damaged specimen No. 1 after blast – top view

Obr. 6 Vzorek č. 3 poškozený výbuchem – dolní povrch ❚ Fig. 6 Damaged specimen No. 3 after blast – bottom view









ního povrchu snížily o 67 %. Poškození boků bylo také zcela eliminováno. Celkový objem vytrženého betonu se snížil o 60 %. Průhyby se oproti kontrolnímu prvku snížily o 30 %. Při porovnání dvou vzorků se stejným obsahem vláken, ale rozdílnou třídou betonu (C30/37 vs. C55/67) je patrné, že tvar a způsob porušení je přibližně stejný. Rozsah poškození se s vyšší třídou betonu velmi snížil (sloupec 4 vs. sloupec 2 v tab. 1). U prvku s vyšší třídou betonu nebylo dosaženo proražení tlakovou vlnou. Horní povrch byl poškozen pouze malými povrchovými výtržemi, pravděpodobně od projektilů stoličky nálože. Plochy porušení se u spodního povrchu snížily o 60 %. Poškození boků bylo také zcela eliminováno. Celkový objem vytrženého betonu se snížil 6/2012

❚

o 67 %. Průhyby se oproti prvku s nižší třídou betonu snížily o 19 %. Výsledky experimentů jsou dokumentovány na obr. 1 až 10. N U M E R I C K É M O D E L O VÁ N Í VÝBUCHU

Rychlé dynamické jevy se obvykle řeší metodou explicitní časové integrace (diferenční metoda) (obr. 11). Pohybová rovnice (1) M u ee(t) C u e(t) K u(t) " p(t)

(1)

se pak vyjádří jako (2) M n u nee C n u ne K n u n " pn

(2)

a je řešena v čase tn, tedy na začátku daného časového kroku. M značí matici hmotnosti, C matici útlumu a K matici tuhosti.



Metoda je založena na předpokladu lineární změny posunu. Rychlost je možné vyjádřit jako ʹ 2 = u n+1/

1 (u − u n ) , Δt n+1/ 2 n+1

(3)

což se pak dosadí do rovnice zrychlení u ʹʹ =

1 (uʹ − u nʹ −1/ 2 ) . Δt n n+1/ 2

(4)

V rovnici (2) zůstává neznámou un+1. Posun v čase tn+1 je ¹ © 1 1 C n º u n1 " ª 2 Mn » « )t 2)t ¹ © 2 " pn ª K n 2 M n º u n » « )t ¹ © 1 1 . ª 2 Mn C º u « )t 2)t n » n 1

Matice M a C jsou diagonální, řešení jednoduché a rychlé. Při explicitní časové integraci je soustava v rovnováze pouze v čase tn, nikoli v čase tn+1. Metoda nemá obvykle problém s konvergencí, je stabilní, pokud je časový krok, jehož velikost závisí na nejvyšší vlastní frekvenci soustavy, dostatečně malý. Explicitní časová integrace neřeší tedy velký počet rovnic, vyžaduje ale velký počet velmi malých časových kroků délky řádově 10 –6 až 10 –8 s. Z tohoto vyplývá, že meto99

VĚDA A VÝZKUM

❚

SCIENCE AND RESEARCH Obr. 11 Metoda explicitní časové integrace (diferenční metoda) ❚ Fig. 11 The explicit time integration method (finite difference method) Obr. 12 Uspořádání výpočetního modelu ❚ Fig. 12 Set-up of the FE model

11

Obr. 13 Srovnání výsledků numerického modelu vzorku č. 1 s experimentem ❚ Fig. 13 Comparison of the numerical modelling and the experiment, specimen No. 1, C30/37 – no fibres, soffit of the specimen

12

13

da explicitní časové integrace je vhodná pouze pro krátké procesy. Numerické modelování realizovaných experimentů je prováděno v solveru LS-DYNA určeném pro nelineární analýzu rychlých dynamických jevů, jako je výbuch a náraz. V rámci výpočtu se mění síť konečných prvků a jsou mazány prvky, u kterých byla vyčerpána jejich únosnost. Výpočetní model se skládá z několika částí. Vzduch (air) definuje hranice modelu, výbušnina (TNT) do něj přenáší energii výbuchu, kde se dále šíří. Betonový prvek (concrete) je modelován objemovými prky. Příklad uspořádání modelu je uveden na obr. 12. Vzduch je modelován materiálem 009-Null s nedeformovatelnou sítí konečných prvků. Betonový prvek je modelován materiálem 159-CSCM_ Concrete_material_model jako křehký materiál s poškozením. Výbušnina je modelována materiálem 008-High_ explosive_burn_material. Přetlak v čele rázové vlny výbuchu je vypočten pomocí stavové rovnice (JWL EOS): © \ ¹ R1V ºº e p " A ªª1 « R1V » © \ ¹ R2V \ E . (5) ºº e B ªª1 V « R2 V » Byly zpracovány výpočetní modely železobetonových zkušebních prvků se zahrnutím podélné i příčné výztuže, včetně spon. Výztuž byla modelována jako prutové prvky odpovídajících materiálových a průřezových charakteristik. Pro vyhodnocení vzorků č. 2, 4 a 5 byl materiálový model upraven, aby jeho přetvárné chování odpovídalo chování vláknobetonu. Kalibrace materiá100

lových modelů vláknobetonu byla provedena na základě experimentů popsaných v [3]. Numerické modelování železobetonových prvků i prvků ze železobetonu s PP vlákny ukázalo velkou shodu s provedenými experimenty. Shoda byla studována proložením kontur poškození vzorků do výstupů z numerických modelů (obr. 13). Detailní popis kalibrace numerických modelů bude předmětem dalších publikací autorů. Z ÁV Ě R

Článek prezentuje výsledky experimentů zaměřených na vliv přidaných vláken, třídy pevnosti betonu a jejich kombinace na výbuchovou odolnost železobetonu. Experimenty byly prováděny na železobetonových deskách (0,3 × 1,5 × 6 m) s 25 kg TNT umístěnými v konstantní vzdálenosti od zkušebních vzorků. Experimenty ukázaly pozitivní vliv přidaných vláken na výbuchovou odolnost vzorků. Snížil se objem úlomků, charakter porušení se změnil z křehkého na duktilní. Úlomky jsou vlákny drženy pohromadě, mají větší hmotnost, a tím pádem mohou doletět jen do omezené vzdálenosti. Experimenty prokázaly pozitivní vliv vyšší třídy pevnosti betonu na výbuchovou odolnost vzorků. Prvky z lepšího betonu byly méně poškozeny, vyznačovaly se menším průhybem, menší byla i plocha průrazu. Tvar odštípnutého betonu na spodním povrchu vzorků je obdobný, nicméně plocha se významně zmenšila. Kombinace přidaných vláken a zvýšení pevnosti betonu se ukázala velice efektivní pro zvýšení výbuchové odolnosti vzorků. Vzorek z vysokopevnostního betonu (C55/67) s 4,5 kg/m3 (0,5 % objemu) vláken se vyznačoval podobnou výbuchovou odolností jako prvek z betonu běžné pevnosti (C30/37) s dvojnásobným obsahem vláken (9 kg/m3, 1 % objemu), kterého je už ale obtížné dosáhnout na stavbě. Dvojnásobný obsah vláken zvýšil výbuchovou odolnost

vzorku stejně jako dvojnásobně zvýšená tlaková pevnost betonu. V důsledku výbuchu jsou do okolí železobetonových vzorků vysokou rychlostí vystřelovány úlomky betonu z krycí vrstvy výztuže a chovají se jako projektily vystřelené z děla. Mohou způsobit těžká poranění osob, které se nacházejí ve vzdálenosti, která již není ohrožena primárním účinkem rázové vlny. Redukce objemu úlomků zvýšením třídy pevnosti betonu či přidáním vláken představuje význačné zvýšení celkové bezpečnosti betonových konstrukcí při extrémním zatížení. Tento článek byl zpracován v rámci řešení grantového projektu ČVUT v Praze SGS12/029/ OHK1/1T/ a projektu Ministerstva průmyslu a obchodu FR-TI3/531. Ing. Marek Foglar, Ph.D. e-mail: [email protected]

Ing. Martin Kovář

Prof. Ing. Alena Kohoutková, CSc. všichni: Katedra betonových konstrukcí Fakulta stavební ČVUT v Praze 6 Thákurova 7, 166 00 Praha 6 Text článku byl posouzen odborným lektorem.

Literatura: [1] Foglar M., Sochorová E., Kovář M., Kohoutková A., Křístek V.: Výbuchová odolnost mostní konstrukce ze železobetonu a železobetonu s PP vlákny. Beton TKS 4/2011, pp. 36–39 [2] Foglar M. Karasová E., Křístek V., Kohoutková A. (2010): Využití přetvárných vlastností vláknobetonu pro zvýšení odolnosti staveb proti zatížení výbuchem a nárazy. Beton TKS 2/2010, 2, pp. 50–52 [3] Drahorád M., Foglar M., Veselý P., Smiřinský S. (2012): Užití dynamického faktoru nárůstu pevnosti pro zkrácení doby trvání zkoušek vláknobetonových vzorků, Beton TKS 1/2012, pp. 74–79


❚

6/2012

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

REŠERŠE ZE ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ O O PAT Ř E N Í C H PRO VYHODNOCENÍ NUTNÉ M O D E R N I Z A C E S TA R Š Í C H SILNIČNÍCH MOSTŮ

Z analýzy objemu dopravy na stávajících německých dálnicích je zřejmé, že plánovaná kapacita většiny dálničních mostů je v denním objemu přepravy překračována; významně se na tom podílí rostoucí počet těžkých nákladních aut se zvyšujícím se počtem náprav a velikostí nápravového zatížení. Má-li být zajištěna funkčnost německého dálničního systému v dlouhodobém výhledu, je nezbytné připravit modernizaci většiny mostů na jednotlivých trasách. U některých postačuje řádná pravidelná údržba k udržení požadovaného stavu, u jiných je třeba zpevnění nosné konstrukce a některé je třeba zcela přebudovat. Navrhovaný systém realistického posouzení stávajících dálničních mostů zahrnující posouzení jejich únosnosti, použitelnosti a odolnosti vůči poškození a umožňující zatřídit mosty dle stavu jejich konstrukce je přijímán odbornou veřejností jako vhodný nástroj pro dlouhodobou strategii modernizace. Opatření představená v článku pro zatřídění nezbytné pro modernizaci starších mostů zajišťují vhodné nástroje pro stanovení jednotných standardů v hodnocení stávajících dálničních mostů k zajištění porovnatelnosti výsledků a závěrů z nich získaných. Marzahn G.: Zur Richtlinie fü die Nachrechnung von Straßenbrücken im Bestand (Nachrechnungsrichtlinie), Beton- und Stahlbetonbau 106 (2011), Heft 11, pp. 730–735

N O VÁ R U N W AY N A O B R O V S K É HIBRIDNÍ KONSTRUKCI: MEZINÁRODNÍ LETIŠTĚ TOKIO/HANEDA

Nová runway (runway D) Mezinárodního letiště Tokio/Haneda je umístěna mezi ústí řeky Tama a hlavní navigační kanál do tokijského přístavu. Jedno z významných omezení stavby bylo, že nová runway nesmí překážet splavnosti při nižší úrovni hladiny na řece Tama. Aby se vyhovělo tomuto požadavku, je třetina nové letištní plochy navržena na ocelové sloupové konstrukci s šikmými ztužujícími vzpěrami. Horní deskovou konstrukci o 500 000 m2 tvoří dva typy betonových panelů: konvenční předpjaté železobetonové desky (13 000 kusů) a nový typ z ultra vysokopevnostního vláknobetonu (6 939 kusů). Konstrukce nové runway byla navrhována na předpokládanou životnost 100 let. Ishihara K., Umeyama K., Iwanami M., Mineo T.: New Runway on Huge Hybrid Structure: Tokyo/ Haneda International Airport, Structural Engineering International 1/2012, pp. 144–147

6/2012

❚

BEZPEČNOSTNÍ POSOUZENÍ S TÁVA J Í C Í C H D Á L N I Č N Í C H MOSTŮ A VIADUKTŮ

Posouzení konstrukční bezpečnosti stávajících mostů a viaduktů nabývá v mnoha zemích na významu v souvislosti se zvyšujícím se automobilovým provozem a množstvím přepravovaného zboží. Většina užívaných norem je však připravována pro návrh nových konstrukcí. Proto je v současnosti vyvíjena metoda zaměřená na určování skutečné úrovně bezpečnosti stávajících mostů a viaduktů. Metoda se v několika úrovních zaměřila na určení účinků dopravy na konstrukci. První úroveň vyžaduje od inženýrů nejméně práce, ale je nejkonzervativnější. U každé z vyšších úrovní se míra konzervativnosti snižuje. Některé úrovně vyžadují měření skutečných hodnot v kritických oblastech konstrukce. Článek sestává ze dvou částí. V první jsou vysvětleny základy metody posouzení bezpečnosti a ve druhé je krok po kroku ukázána aplikace metody na stávajícím dálničním mostu v Nizozemsku. Maljaars J., Steenbergen R., Abspoel L., Kolstein H.: Safety Assessment of Existing Highway Bridges and Viaducts, Structural Engineering International 1/2012, pp. 112–120

PROPÍCHNUTÍ ZPEVNĚNÉ PLOCHÉ BETONOVÉ DESKY – P O R O V N Á N Í E X P E R I M E N TÁ L N Í A N A LÝ Z Y A N O R M O V Ý C H PODKLADŮ

Ploché desky jsou v současnosti běžně užívanou vodorovnou nosnou konstrukcí v budovách, protože jsou ekonomické a snadno a rychle se staví. Je tedy řada důvodů, proč stojí za to ploché desky ve stávajících konstrukcích zpevňovat, což zdůrazňuje i důležitost vývoje vhodných metod zpevňování. Metody zpevňování lze použít při různých zcela speciálních situacích a záleží na technických a ekonomických podmínkách, které budou využity. Projekt rekonstrukce může být velmi komplexní úlohou. V článku je prezentována experimentální analýza vzorků plochých desek redukovaného měřítka zatížených osamělým břemenem (propíchnutí/protlačení). Jsou zde prezentovány výsledky zkoušek tří desek bez smykové výztuže, osmi desek zpevněných novou vloženou smykovou výztuží a pěti desek zpevněných dodatečným předpětím ve smykové oblasti. Výsledky experimentální anylýzy jsou diskutovány a porovnávány s opatřeními dle EC2 (2004), ACI 318-08 (2008) a MC2010 (2010). Duarte F., Micael I., Válter L., António R.: Punching of Strenthened Concrete Flat Slabs – experimental analysis and comparison with codes, Structural Engineering International 2/2012, pp. 202–214


'*/&$ WFS[F

4UBUJLBBEJNFO[BDF TUBWFCOÅDILPOTUSVLDÅ pBVUPNBUJDL¹HFOFSBDFLPNCJOBDÅQPEMF [BUÄxPWBDÅOPSNZ pQPTPV[FOÅQSWLÑ[LPSP[JW[EPSOÁPDFMJ EMF&/ pQPTPV[FOÅQPx¹SOÅPEPMOPTUJ pQPTPV[FOÅ.4²J.41 NF[OÅTUBWOBQÄUÅBUSIMJO WCFUPOFDI p#FUPO%QPTPV[FOÅMJCPWPMOÁIPUWBSV QSÑÐF[VOBWtFDIOZWOJUÐOÅTÅMZ 6QHSBEF['*/&$WFS[FOBWFS[J KFEPTUVQOÕ[BDFOZ

(&0 WFS[F

(FPUFDIOJDLÁQSPHSBNZ p4LVQJOBQJMPUOPWÕQSPHSBN p(&0OBTUBWFOÅWÕQPÀUV KFEOÅNWÕCÄSFNM[F[WPMJUWÕQPÀFU QPEMF &/4UBOEBSE /"% FTLÁSFQVCMJLZ QÑWPEOÅOPSNZ 4/ VxJWBUFMTL¹OBTUBWFOÅBEBMtÅ p4FE¹OÅQMPtOÁQÐJUÅxFOÅ p4UBCJMJUBTWBIVBVUPNBUJDLÕWÕQPÀFU &/%" PCÄLPNCJOBDF

p.,1QSPVEÄOÅ[¹WJTMÁWÀBTF UFM GBY &NBJMIPUMJOF!GJOFD[

XXXGJOFD[ 101

VĚDA A VÝZKUM

❚


VYUŽITÍ ULTRAZVUKOVÉ IMPULSOVÉ METODY PRO HODNOCENÍ MÍRY DEGRADACE BETONU VYSTAVENÉHO ÚČINKŮM VYSOKÝCH TEPLOT ❚ USE OF ULTRASONIC PULSE METHOD FOR EVALUATION OF DEGRADATION LEVEL OF CONCRETE EXPOSED TO HIGH TEMPERATURE Jiří Brožovský, Lenka Bodnárová

of

concrete

elements

and

structures,

which can be measured by means of direct Některé betonové a železobetonové konstruk-

sounding.

ce mohou být během svého užívání vystaveny nenadálým účinkům vysokých teplot, patří sem např. tunely pro automobilovou dopravu, kde již při konstrukčním návrhu je nezbytné uvažovat se vznikem situace, kdy v důsledku dopravní nehody může dojít k požáru. Z tohoto důvodu je v u těchto staveb kladen zvýšený nárok na odolnost tunelového ostění vůči působení vysokých teplot. Jednou z možností, jak sledovat vliv vysokých teplot na beton vystavený účinkům vysokých teplot, je využití nedestruktivních metod zkoušení. V daném případě byla ověřována využitelnost ultrazvukové impulsové metody, která je u betonů využívána pro zjišťování dynamického modulu pružnosti, homogenity betonu nebo jako podpůrná metoda při zkoušce mrazuvzdornosti. Byla prokázána reálnost využít ultrazvukové impulsové metody pro hodnocení míry degradace betonu vystaveného účinkům vysokých teplot. Jednoznačně je využitelná k racionalizaci experimentálních prací zaměřených na optimalizaci složení betonů, na které jsou kladeny požadavky na odolnost proti vysokým teplotám. Bez problému ji lze také využít při mapování míry degradace betonových prvků a konstrukcí, na kterých lze provádět měření přímým prozvučováním

❚ Some structures

made from concrete and steel reinforced concrete can be exposed to sudden action of high temperatures during their life. Such structures are tunnels for road transportation, where it is necessary to consider occurrence of fire caused by road accident as early as at the design stage. Therefore, tunnel lining of such constructions is expected to have higher resistance to high temperatures. One of ways of testing influence of high temperatures on concrete is non-destructive testing. In given case, viability of ultrasonic pulse method was verified for determination of dynamic elasticity modulus,

homogeneity

of

concrete

and

supportive method for frost resistance test. Viability of using ultrasonic pulse method for evaluation of degradation of concrete exposed to high temperature was proved. This method is unambiguously utilizable for rationalization of experimental work focused on optimization of composition of concrete resistant to high temperatures. Ultrasonic pulse method can be also used for mapping degree of degradation

102

Betonové a železobetonové konstrukce mohou být během svého užívání vystaveny nenadálým účinkům vysokých teplot. Mezi takové stavby patří např. tunely pro automobilovou dopravu, kde již při konstrukčním návrhu je nezbytné uvažovat se vznikem situace, kdy v důsledku dopravní nehody může dojít k požáru. Z tohoto důvodu je v u těchto staveb kladen zvýšený nárok na odolnost tunelového ostění vůči působení vysokých teplot. Vnitřní líc těchto tunelů je tvořen betonovým ostěním, které je při vzniku požáru vystaveno přímému působení vysokých teplot. Proto je nezbytné tento aspekt zohlednit již při návrhu složení betonu, tj. volit vhodné složky betonu a ověřovat následně parametry ztvrdlého betonu. Jednou z možností, jak sledovat vliv vysokých teplot na beton vystavený účinkům vysokých teplot, je využití nedestruktivních metod zkoušení. Nedestruktivní metody zkoušení v oblasti betonu a betonových konstrukcí jsou zpravidla využívány pro zjišťování fyzikálně–mechanických charakteristik (pevnosti, modul pružnosti), především se jedná o tvrdoměrné metody a ultrazvukovou impulsovou metodu. Dynamické metody, konkrétně ultrazvuková impulsová a rezonanční metoda, jsou využívány jako podpůrné metody při hodnocení míry porušení betonu po zkouškách mrazuvzdornosti, event. míry degradace betonu vystaveného účinkům agresivních médií. Jejich využití je kodifikováno, např. v ČSN 731322 [9], 731380 [11]. Využití ultrazvukové impulsové metody pro zjišťování parametrů betonu je popsáno v řadě odborných publikací, které jsou zaměřeny na aplikaci ultrazvukové impulsové metody pro zjišťování základních parametrů ztvrdlého betonu, např. [1, 2], nebo na sledování změn souvisejících s průběhem tuhnutí a tvrdnutí čerstvého betonu [3].

V článku jsou uvedeny poznatky z využití ultrazvukové metody pro hodnocení parametrů betonu vystaveného účinkům vysokých teplot. CHARAKTERISTIKA VLIVU VYSOKÝCH TEPLOT NA BETON

Při požáru v silničním tunelu může teplota dosáhnout až hodnoty 1 200 °C, při které dochází k úplné degradaci betonu, což může mít za následek celkovou destrukci betonové konstrukce. Výsledky zkoušek prokázaly, že v některých případech může nastat závažné poškození betonu i za mnohem nižších teplot, kolem 200 °C, kdy dochází k explosivnímu odprýskávání betonu. Základní otázky ohledně teplotního vlivu na beton zahrnují komplexní identifikaci změn, k nimž dochází v cementové matrici, ale také studium transportních jevů. Analýza je komplikovaná vzhledem ke skutečnosti, že cementový beton je kompozit mimo jiné složený ze dvou podstatně odlišných složek: cementového tmelu a kameniva. Navíc různé druhy kameniva se liší svým mineralogickým složením. Při zahřívání probíhají v kamenivu metamorfní změny, které jsou typické a rozdílné pro každý minerál. Následkem mnoha probíhajících změn, ke kterým dochází v zahřívaném betonu, je změna fyzikálních, tepelných a mechanických vlastností [5]. Působení vysokých teplot při požáru na betony má za následek jeho postupnou degradaci. Dochází ke zhroucení struktury cementového kamene, k tepelnému přetvoření kameniva a metamorfním přeměnám obsažených minerálů, což ve svém důsledku má za následek zhoršení fyzikálně-mechanických vlastností betonu, případně jeho plnou destrukci, v závislosti na vzdálenosti od ohniska požárua době působení tepelného namáhání. U LT R A Z V U K O VÁ I M P U L S O VÁ METODA

Ultrazvuk jsou mechanické kmity částic prostředí, jejichž frekvence jsou vyšší než 20 kHz. Pro nedestruktivní zkouše-


❚

6/2012

VĚDA A VÝZKUM

E X P E R I M E N TÁ L N Í P R Á C E A DISKUSE VÝSLEDKŮ

Složení betonů Pro experimentální práce bylo použito osm betonů různého složení (tab. 1), 6/2012

❚

Tab. 1


Složení betonů (poměrné zastoupení složek v betonu)

❚

Tab. 1

Concrete composition

(proportions of components in concrete)

BT0 BT1 BT2 BT3 BT4 BT5 BT6 BT7

Poměrné zastoupení složek v betonu [hmotnostní díly] 1 0 3 0,5 0 1 3 0,5 0 1 3 0,5 0 1 3 0,5 0 1 3 0,5 0 1 3 0,5 1 0 3 0,5 1 0 3 0,5

proměnné byly druh cementu a typ rozptýlené výztuže. Pro výrobu betonů byly použity tyto komponenty: • Cement: CEM I 42,5R a CEM II /BM (S-LL) 32,5R (Českomoravský cement, a. s., cementárna Mokrá) • Kamenivo: drobné a hrubé kamenivo frakce 0/4 a 4/8 mm, lokalita Žabčice • Rozptýlená výztuž: - Polypropylenová vlákna, délka 3 mm, průměr 16 μm, teplota tání 160 °C, ρ = 910 kg.m-3, pevnost v tahu 370 N/mm2, označení vláken A - Polypropylenová vlákna, délka 6 mm, průměr 15 μm, teplota tání 160 °C, ρ = 910 kg.m-3, pevnost v tahu 370 N/mm2, označení vláken B - Polypropylenová vlákna, délka 12 mm, průměr 28 μm, teplota tání nad 135 °C, ρ = 910 kg.m-3, pevnost v tahu 320 až 340 N/mm2, označení vláken C - Celulózová vlákna, délka 1,9 až 2,3 mm, průměr 14 až 17 μm, ρ = 1 100 kg.m-3, pevnost v tahu 600 až 900 N/mm2, označení vláken D • Záměsová voda: splňující požadavky ČSN EN 1008 [8]. Metodika experimentálních prací Zkoumané betony byly vystaveny působení teploty 600 °C a vybrané betony i teplotě 900 °C. Teplotní zatěžování betonu bylo prováděno v následujícím režimu: • zahřátí betonu na požadovanou teplotu rychlostí 10 °C/min, • působení teploty 600 °C (900 °C) • po dobu 60 min,


Množství vláken [kg/m3] 0 0 0 0 0 0 0 0,6 2 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0,6 1,5 0,6

Vlákna D

Vlákna C

V/C

Vlákna B

Rozptýlená výztuž Vlákna A

Kamenivo frakce 0/8 mm

Označení záměsi

CEM II/B-M (S-LL) 32,5 R

Cement CEM I 42,5R

ní betonu se využívají frekvence od 40 do 150 kHZ. Při šíření ultrazvukové vlny prostředím se jeho částice rozkmitávají v různém směru vzhledem ke směru postupu vlny. Podle toho se rozlišují druhy ultrazvukových vln na podélné, příčné, povrchové a deskové. Při podélné vlně částice prostředí kmitají po přímkové dráze ve směru šíření vlny. Jedinou podmínkou šíření podélné vlny v prostředí jsou dostatečně velké rozměry prostředí vzhledem k délce vlny. Rychlost šíření ultrazvukových vln závisí na příslušných elastických konstantách prostředí a na poměrech rozměrů prostředí k vlnové délce [4]. Nejrozšířenější metodou zkoušení materiálu ultrazvukem je ultrazvuková impulsová průchodová metoda. Podstata metody spočívá ve vysílání budičem opakovaných ultrazvukových impulsů do materiálu a následném snímání prošlých impulsů vyšetřovaným materiálem. Sleduje se doba průchodu jeho čela od vysílací do snímací sondy, tedy čas potřebný k překonání určité vzdálenosti. Z doby průchodu ultrazvukových impulsů a známé dráhy se vypočítá rychlost šíření ultrazvukového impulsu. Z rychlosti šíření ultrazvukového impulsu a objemové hmotnosti materiálu lze vypočítat dynamický modul pružnosti vyšetřovaného materiálu. Měření ultrazvukovou impulsovou metodou je ovlivňováno řadou faktorů: • vlhkost zkoušeného materiálu • vady ve struktuře zkoušeného vzorku • rozměr vzorku • vlastní frekvence sond • prostředky akustické vazby mezi sondami a zkoušeným materiálem. Vliv vad ve struktuře materiálu na rychlost šíření ultrazvukového impulsu je obecně znám, a proto je ultrazvuková impulsová metoda v technické praxi široce využívána ke zjišťování různých defektů materiálů. Tato skutečnost platí i pro vyšetřování vad a porušení betonů účinky vysokých teplot. Je otázkou, do jaké míry je možno kvantifikovat vady a míru degradace betonu způsobenou teplotním zatížením.

❚

0 0 0,45 0 0 0 0 0

• postupné ochlazování betonu na tep-

lotu okolního prostředí. Cílem bylo dosažení zásadních změn ve struktuře betonu a následné sledování změn parametrů betonu jednak s využitím ultrazvukové impulsové metody a jednak pomocí destruktivních zkoušek (stanovení pevností). Byly sledovány tyto parametry: • rychlost šíření ultrazvukového impulsu v L – přímým prozvučováním; frekvence sond 150 kHz; vypočítána dle vztahu (1). Na každém vzorku byla provedena tři měření doby průchodu ultrazvukového impulsu, jestliže se některá z hodnot doby průchodu ultrazvukového impulsu lišila od průměru o více než 3 %, měření bylo opakováno. • dynamický modul pružnosti Ecu – vypočítán dle vztahu (2), • pevnost v tlaku a tahu za ohybu fcu/ fcf, objemová hmotnost ztvrdlého betonu D – zjišťována jednak na vzorcích teplotně neexponovaných, jednak na vzorcích po působení vysokých teplot. Pevnosti betonu na trámečcích byly zjišťovány a vyhodnocovány postupem dle ČSN EN 196-1 [6], objemová hmotnost betonu postupem dle ČSN EN 12390-7 [7]. • vizuální stav vzorků (po teplotním zatížení) – byly zjišťovány vizuálně zjistitelné defekty na vzorcích po expozici vysokými teplotami. Rychlost šíření ultrazvukového impulsu z podélného ultrazvukového vlnění v L se vypočítá ze vztahu: vL "

L T

,

(1)

kde L je délka měřící základny [m] a T 103

VĚDA A VÝZKUM

❚


čas, který uplyne při průběhu impulsu měřící základnou [μs]. Dynamický modul pružnosti v tlaku a tahu Ecu se vypočítá ze vztahu: E cu " D v L2

1 , k2

(2)

kde D je objemová hmotnost ztvrdlého betonu a k součinitel rozměrnosti prostředí (v daném případě nebyl uvažován). Pro každý druh betonu bylo vyrobeno osmnáct zkušebních těles 40 x 40 x 160 mm, na šesti zkušebních tělesech byly zjištěny jeho parametry před působením teplotního zatížení (tyto vzorky sloužily jako srovnávací) a na každé sadě ze šesti zkušebních těles byly zjišťovány parametry po jejich vystavení účinkům teplotního zatížení (teploty 600 °C a 900 °C). Zkoušky byly prováděny po dosažení stáří betonu 28 d. Diskuse dosažených výsledků Výsledky stanovení sledovaných parametrů betonu před expozicí a po expozici při teplotě 600 °C (obr. 1a) a jsou uvedeny v tab. 2. Betony vystavené účinkům teploty 900 °C (obr. 1b) bylo možno posoudit pouze vizuálně, protože došlo k destrukci struktury zkoumaných vzorků. Pro posouzení vlivu účinků vysokých teplot na parametry betonu z nedestruktivního i destruktivního zkoušení byly vypočítány rozdíly sledovaných parametrů Δi před teplotním zatížením a po působení teploty 600 °C vyjádřené v procentech dle vztahu (3).

)i "

P1 P0 P0

100 ,

(3)

kde Δi je rozdíl sledovaného parametru i před a po teplotním zatížení, P0 hodnota parametru před teplotním zatížením a P1 hodnota parametru po teplotním zatížení. Rozdíly Δi pro jednotlivé sledované parametry betonu jsou uvedeny v tab. 3. Na základě výsledků měření a zkoušek bylo pro posouzení vlivu účinků vysokých teplot na parametry betonu

1a

Tab. 2 Tab. 2

Sledované parametry betonu před expozicí a po expozici při teplotě 600 °C ❚ Observed parameters of concrete before and after exposition to the temperature of 600 °C

Označení betonu

D [kg/m3]


2 213 2 122 2 046 2 041 2 012 2 003 2 152 2 043


2 012 2 026 1 919 1 929 1 848 1 895 1 923 1 852

Sledované parametry betonu vL Ecu fc,cu fcf [km/s] [MPa] [MPa] [MPa] Parametry betonu ve stáří 28 d (před expozicí) 4,192 38 901 6,9 49,1 3,461 25 416 6,1 32,6 3,214 21 133 5,7 26,8 3,400 23 642 6,1 25,8 3,302 21 941 6,1 22,5 3,426 23 498 5,3 29,2 3,861 32 102 6,3 34 3,751 28 747 5,2 28,4 Parametry betonu po expozici při teplotě 600 °C 2,739 15 119 5,6 27,1 2,266 10 404 4,3 23,7 2,128 8 705 4,1 20,9 2,149 8 940 3,1 18,4 1,926 6 854 2,9 12 1,792 6 081 2,7 14,8 2,315 10 306 3,6 22,3 2,293 9 736 3,6 21,1

Vizuální hodnocení

bez zjevného poškození (B.Z.P.)

B.Z.P. bez zjevného poškození; změna barevného odstínu betonu B.Z.P. B.Z.P.

Tab. 3 Rozdíly sledovaných parametrů betonu před expozicí a po expozici při teplotě 600 °C ❚ Tab. 3 Differences of observed parameters of concrete before and after exposition to the temperature of 600 °C

Označení betonu BT0 BT1 BT2 BT3 BT4 BT5 BT6 BT7

ΔD

ΔvL

-9,08 -4,52 -6,21 -5,49 -8,15 -5,39 -10,64 -9,35

-34,66 -34,53 -33,79 -36,79 -41,67 -47,69 -40,04 -38,87

ΔEcu [%] -61,13 -59,07 -58,81 -62,19 -68,76 -74,12 -67,9 -66,13

zpracováno grafické porovnání změn rychlosti šíření ultrazvukového impulsu, dynamických modulů pružnosti a pevností zjištěných na srovnávacích betonových vzorcích (před teplotním zatížením) a po působení teploty 600 °C (obr. 2). Porovnání dynamických modulů pružností a pevností betonu zjištěných na srovnávacích betonových vzorcích (před teplotním zatížením) a po působení teploty 600 °C je znázorněno na obr. 3. Na základě analýzy výsledků experi-

Δfcf

Δfcu

-18,84 -29,51 -28,07 -49,18 -52,46 -49,06 -42,86 -37,93

-24,44 -27,3 -22,01 -28,68 -46,67 -49,32 -34,41 -25,7

mentálních prací zaměřených na ověření využitelnosti ultrazvukové impulsové metody pro hodnocení degradace betonu v důsledku působení vysokých teplot lze konstatovat: • působení vysokých teplot na beton způsobuje nevratné změny v jeho mikrostruktuře; jejich míra závisí jednak od výše teploty a doby působení, jednak na komponentech použitých pro výrobu betonu; • míra degradace betonu se projevuje nejen na pevnostech a objemové hmotnosti ztvrdlého betonu, ale s ob

1b

104


❚

6/2012

VĚDA A VÝZKUM

55

BT0

BT1

BT2

BT3

BT4

BT5

BT6

BT7

8

50

-20

7

45

-30

6

40

fcu [MPa]

Rozdíl parametru betonu [%]


-40 -50

35

5

30

4

25

3

20

-60

2

15

-70

10

1 6

8 10 12 14 16

-80 vL

Ecu

fcf

Obr. 1 a) Beton po expozici při teplotě 600 °C, b) beton po expozici při teplotě 900 °C ❚ Fig. 1 a) Concrete exposed to 600 °C, b) concrete exposed to 900 °C Obr. 2 Porovnání rozdílů parametrů betonu Δi před a po teplotním zatěžování (t = 600 °C) ❚ Fig. 2 Comparison of differences in parameters of concrete Δi before and after thermal load (t = 600 °C) Obr. 3 Porovnání dynamických modulů pružností a pevností betonu zjištěných na betonových vzorcích (před teplotním zatížením) a po působení teploty 600 °C ❚ Fig. 3 Comparison of dynamic elasticity modules and strengths of concrete determined on testing specimens before and after thermal load of the temperature of 600 °C

fcu

3

Před expozicí fcu

ném, resp. trojrozměrném prostředí (viz ČSN 731371 [10]); • pro dosažení dobré akustické vazby mezi zkoušeným povrchem a sondami pro eliminaci odrazu a difrakce ultrazvukových vln na kontaktní zóně zkoušeného materiálu se sondou je třeba používat vhodné vazební prostředky, např. indiferentní gel používaný ve zdravotnictví, vazelínu, plastelínu apod. V případě, že povrch vykazuje nerovnosti, je třeba je odstranit např. broušením. Samozřejmostí je odstranění všech nečistot z povrchu měřícího místa. Z ÁV Ě R

dobnou tendencí i na parametrech z nedestruktivního zkoušení (rychlosti šíření ultrazvukových impulsů, dynamickém modulu pružnosti); • parametry z měření ultrazvukovou impulsovou metodou se snižují úměrně se změnami v mikrostruktuře betonu (mikrotrhliny, póry a dutiny vzniklé po vyhoření vláken v betonu; • vliv vlhkosti na výsledky měření ultrazvukovou impulsovou metodou při experimentech v laboratoři lze zanedbat, protože při teplotách vyšších jak 110 °C dojde k odpaření volné vody nacházející se v pórové struktuře betonu; při měření betonu v konstrukci, který byl zasažen vodou při hašení požáru, je třeba ověřit vliv zůstatkové vody v betonu na výsledky měření ultrazvukovou impulsovou metodou; • měření je třeba provádět buď stále se stejnou frekvencí sond nebo volit frekvenci sond tak, aby měření bylo prováděno v jednorozměr6/2012

❚

20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40

Dynamický modul pružnosti v tlaku a tahu [GPa]

Druh betonu 2

fcf [MPa]

-10

❚

Byla prokázána reálnost využití ultrazvukové impulsové metody pro hodnocení míry degradace betonu vystaveného účinkům vysokých teplot. Jednoznačně je využitelná k racionalizaci experimentálních prací zaměřených na optimalizaci složení betonů, na které jsou kladeny požadavky na odolnost proti vysokým teplotám. Bez problému ji lze také využít při mapování míry degradace betonových prvků a konstrukcí, na kterých lze provádět měření přímým prozvučováním. U plošných konstrukcí, např. ostění tunelů, lze provádět měření nepřímým prozvučováním – reprodukovatelnost výsledků těchto měření je však ještě nezbytné ověřit.

t=600 ºC fcu

Před expozicí fcf

t=600 ºC fcf

Literatura: [1] Jones R.: The non-destructive testing of concrete (1949) Mag. Concr. Res., 2 [2] Naik T. R., Malhotra V. M.: The Ultrasonic Pulse Velocity Method. Handbook on Nondestructive Testing of Concrete (1991) [3] Mikulić D., Sekulić D., Štirmer N., Bjegović D.: Application of ultrasonic methods for early age concrete characterisation, Proc. of the 8th Inter. Conf. of The Slovenian Society for Non-Destructive Testing (2005), September 1-3; Ljubljana, Slovenia [4] Hönig A., Zapletal V.: Nedestruktivní zkušebnictví. VUT Brno (1982) [5] Hager. P.: Pimienta Impact of the polypropylene fibers on the mechanical properties of HPC concrete, Proc. of 6th Rilem symp. On fibre reinforced concrete (FRC), (2004), Septembre 20–22, Varenna, Italy [6] ČSN EN 196-1 Metody zkoušení cementu – Část 1: Stanovení pevnosti [7] ČSN EN 12390-7 Zkoušení ztvrdlého betonu – Část 7: Objemová hmotnost ztvrdlého betonu [8] ČSN EN 1008 Záměsová voda do betonu – Specifikace pro odběr vzorků, zkoušení a posouzení vhodnosti vody, včetně vody získané při recyklaci v betonárně, jako záměsové vody do betonu [9] ČSN 731322 Stanovení mrazuvzdornosti betonu [10] ČSN 731380 Zkoušení odolnosti betonu proti zmrazování a rozmrazování – Porušení vnitřní struktury [11] ČSN 731371 Nedestruktivní zkoušení betonu – Ultrazvuková impulzová metoda

Doc. Ing. Jiří Brožovský, CSc. Příspěvek vznikl za finanční podpory projektu

e-mail: [email protected]

GAČR P104/12/1988 s názvem „Studium

tel. 541 147 513, 777 347 082

interakce složek cementových kompozitů při působení vysokých teplot“ a za finanční podpory z prostředků státního rozpočtu prostřednictvím Ministerstva průmyslu a obchodu v rámci

Ing. Lenka Bodnárová, Ph.D. e-mail: [email protected] tel. 541 147 509, 603 153 704

projektu FR-TI4/369 „Nové správkové hmoty

oba: Ústav technologie

pro sanace železobetonových konstrukcí s vyšší

stavebních hmot a dílců

odolností proti požárům“.

Fakulta stavební VUT v Brně


105

❚

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE

STANDARDS • QUALITY • CERTIFICATION

ZMĚNA Z3 K ČSN EN 1991-2 ZATÍŽENÍ KONSTRUKCÍ – ČÁST 2: ZATÍŽENÍ MOSTŮ DOPRAVOU ❚ THE Z3 AMMENDMENT ČSN EN 1991-2 ACTIONS ON STRUCTURES – PART 2: TRAFFIC LOADS ON BRIDGES Marie Studničková Změna Z3 platí od října 2012 a upravuje některé články národní přílohy NA k ČSN EN 1991-2. Zásadní změnou je nová tabulka NA.2.1, která definuje hodnoty regulačních součinitelů α pro model zatížení LM1 mostů pozemních komunikací. Další významnou změnou je definice použití modelu zatížení zvláštními vozidly LM3 tak, aby nedošlo ke snížení zatížitelnosti mostů.

❚ The Z3 ammendment has been

valid since October 2012 and ammends several clauses od the National Annex NA ČSN EN 1991-2. The principal modificitation is the new Table NA.2.1 that defines values of the adjustment factors α of the load model LM1 on the Czech roads. The Z3 Ammendment defines the use of load model LM3 in order not to reduce the load bearing capacity of road bridges.

V červnu roku 2005 byla v tomto časopise zveřejněna informace o zavedení ČSN EN 1991-2 do soustavy českých technických norem. Tehdy jako možná alternativa k ČSN 73 6203 Zatížení mostů. K 1. dubnu 2010 byla ČSN 73 6203 zrušena a jedinou platnou normou pro zatížení mostů se stala ČSN EN 1991-2. Tato norma platí pro návrh nových mostů se souborem ostatních Eurokódů. Do současné doby byla norma doplněna Opravou 1 (identickou s opravou EN 1991-2:2003/AC:2010-02), která upravovala některé články základní části normy. Dále byly postupně vydány již tři změny (Z1, Z2, Z3), které zejména upravují a doplňují národní přílohu (NA) a zavádějí novou národní přílohu NB. Všechny změny a oprava budou zapracovány do základního znění a v příštím roce vyjde norma v podobě tzv. konsolidovaného znění ČSN EN 1991-2. D Ů V O D Y V Y P R A C O VÁ N Í ZMĚNY Z3

Začátkem roku 2011 byla Technická normalizační komise 38 (TNK 38) požádána zástupci projektantů, aby se vyjádřila k návrhu úpravy národní přílohy (NA) pro model zatížení LM1 a LM3. Důvody byly následující: 106

Ve stávající NA k ČSN EN 1991-2 jsou pro zatížení všech mostů zvláštními soupravami odkazy na stanovisko příslušného úřadu (MD ČR nebo jím určené organizace). To znamená, že objednatel nebo jeho projektant by měl pro každý most žádat příslušný úřad o stanovisko. Jelikož se ale k této správní činnosti obvykle nikdo nehlásí, reálně hrozí, že každý most na trase bude navržen na jiné zatížení. Pro standardní pozemní komunikace je proto nutné při revizi NA určit, které zvláštní soupravy se použijí pro jednotlivé kategorie pozemních komunikací. Příslušné úřady budou moci individuálně požadavky zvýšit pro vybrané trasy nebo objekty. Je třeba přinejmenším zachovat úroveň zatížení odpovídající ČSN 73 6203 „Zatížení mostů“ a ČSN 73 6222 „Zatížitelnost mostů pozemních komunika-

cí“ a zachovat systém určení a evidence zatížitelnosti mostů. Zvláštní soupravy zajistí, že minimální úrovně výhradní zatížitelnosti 80 t a výjimečné zatížitelnosti 196 t zůstanou zachovány i na nově navržených mostech. Je třeba podrobně specifikovat systém kombinace zatížení zvláštními soupravami se standardním provozem (tj. modelem zatížení LM1). Na pozemních komunikacích s více jízdními pruhy lze pro doprovázená vozidla povolit za určitých podmínek souběžný provoz. Systém zvláštních souprav musí navazovat na systém zatížení přinejmenším v sousedních evropských státech. Ministerstvo dopravy ČR ve spolupráci s kraji výhledově obnoví systém evidence páteřových tras pro zvláštní soupravy. Z dostupných národních příloh a in-

Tab. 1 Přehled regulačních součinitelů α ve vybraných evropských státech of adjustment factors α in the selected European countries

Země ČR (platná do září 2012) ČR (návrh Z3) Fr – dálnice, rychlostní komunikace I. tř. Německo Rakousko U. K. Finsko 2),4) Nizozemsko Slovensko

❚

Tab. 1

Review

αQ1-3 0,8 0,8/0,5 1 0,8/0,8/0

αq1 0,8 0,5 1 0,45 7)

αq2 1,0 1,0 2,4 1,6

αqi 1,0 1,0 1,2 1,6

1

1

1,2

1,2

speciální vozidla

1 1

1,33 1

2,4 1

1,2 1

není definován 3000/200 (5 km/h) + LM1,f pro D, RK SV80, 100, 196, SOV 250, 350, 450, 6001) + LM1,f UDL3) (2700)

1

0,61

2,2

2,2

11) 1,0 1,15 5)

1 1,15 1,4 6)

1 1,15 1,4

1 1,15 1,4

0,9 0,9

0,9 0,6

1,0 0,6

1,0 1,0

LM3 900/150, 1800/200, 3000/240 (přísl. úř.) 1800/200, 3000/200

≤200 kN, ≤200 kN s d + LM1,f dálnice, rychlostní komunikace I., II., III. třída místní a účelové komunikace

1)

dynamický součinitel od 1,2 (100 kN) do 1,07 (225 kN) na privátních komunikacích α = 0,8 (nespravovány Finish Transport Agency) 3) rovnoměrné zatížení 45 kN/m2 na ploše (0–10 m) × 3 m jako výhradní zatížení 4) definovány určené trasy se světlostí mostů 7 m 5) vysoká intenzita nákladních vozidel 6) tří a víceproudová komunikace 7) rovnoměrné zatížení v zatěžovacím pruhu 1 je 0,45 × 9 kN/m2 – 4 kN/m2 2)

Tab. 2 Hodnoty regulačních součinitelů α pro ČR Czech Republic

❚

Tab. 2

Adjustment factors α in the

skupina pozemních αQ1 αQ2 αQ3 αq1 komunikací 1 1 1 1 1 2 0,8 0,8 0,8 0,451) 1) Rovnoměrné zatížení v zatěžovacím pruhu 1 je 0,45 0,45 × 9 kN/m2 – 4 kN/m2

αq2

αqi (i >2) a αqr

2,4 1,6

1,2 1,6


❚

6/2012

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE

formací od zodpovědných pracovníků v jednotlivých zemích CEN lze vytvořit přehled použitých regulačních součinitelů α ve vybraných evropských státech (tab. 1). Důvody uvedené výše byly přijaty a při TNK 38 byla ustavena pracovní skupina pro Změnu Z3. Cílem práce této komise bylo (na základě srovnávacích výpočtů) upravit současné redukční součinitele α k zatěžovacímu modelu LM1 a vybrat zvláštní vozidla zatěžovacího modelu LM3 a uspořádání zatížení na mostě tak, aby byla zachována zatížitelnost mostů jako před zavedením Eurokódů a zároveň aby únosnost mostů byla srovnatelná s únosností mostů v zemích sdružených v CEN. Změna článku NA.2.12 Hodnoty regulačních součinitelů α pro mosty pozemních komunikací jsou stanoveny článkem NA.2.12. Skupiny pozemních komunikací definované v tomto článku zůstávají stejné, mění se pouze hodnoty součinitelů α podle tab. 2.

❚

STANDARDS • QUALITY • CERTIFICATION

Pro pozemní komunikace ve skupině 2 (silnice III. třídy předem stanovené příslušným úřadem, obslužné místní komunikace a účelové komunikace) se zatížení zvláštními vozidly neuplatňuje. Dynamický součinitel je v tabulkách uveden hodnotou 1,25 pro normální rychlosti pohybu zvláštních vozidel (≤ 70 km/h). Lze ho také stanovit přesněji podle ČSN 73 6222. Dynamický součinitel se nepoužije při návrhu masivní spodní stavby a při návrhu založení mostu. Změna článku NA.2.18 Článek NA.2.18 se ruší a upřesňuje se charakteristická hodnota maximální brzdné a rozjezdové síly na 600 kN. Změny dalších článků národní přílohy Změna Z3 zahrnuje úpravy některých dalších článků národní přílohy. Tyto úpravy jsou většinou malého rozsahu a nejsou tak významné, jako shora zmíněné změny.

6/2012

❚

Příspěvek byl vypracován v Kloknerově ústavu ČVUT v Praze v rámci řešení výzkumného projektu TA01031314 Optimalizace bezpečnosti a životnosti existujících mostů a GAČR

Z ÁV Ě R

Změna článku NA.2.16 Celý původní článek NA.2.16 se zrušil a pro jednotlivé kategorie pozemních komunikací se zatížení zvláštními vozidly (model zatížení LM3) definuje ve třech nových tabulkách. Tabulka NA.2.2 platí pro dálnice, rychlostní silnice a vybrané trasy určené příslušným úřadem (MD ČR), tabulka NA.2.3 platí pro silnice I. a II. třídy a tabulka NA.2.4 platí pro silnice III. třídy v pozemních komunikacích skupiny 1.

Poděkování Autorka článku děkuje členům komise pro Změnu Z3 za úsilí, které věnovali přípravě změny. Poděkování patří zejména Ing. Kalnému, který byl iniciátorem změny a předložil 1. návrh změny, dále Doc. Kukaňovi a Ing. Drahorádovi, kteří provedli stovky výpočtů pro různé hodnoty α v souvislosti se zatížitelností mostů a v neposlední řadě Ing. Teuchnerovi, který přispěl cennými zkušenostmi a doporučeními získanými při projektování mostů. Komise se z původních pěti členů rozrostla na čtrnáct, sešla se čtyřikrát v téměř úplném složení a ještě se některé detaily řešily v užším složení komise. Komise odvedla mimořádnou práci a její zásluhou je, že od 1. října 2012 se mosty v ČR projektují na zatížení mostů odpovídající evropské úrovni a přitom není nepřiměřené vysoké.

Změna Z3 přináší zásadní změnu v úrovni zatížení mostů pozemních komunikací od dopravy. Zvýšení hodnot regulačních součinitelů α znamená dost podstatné zvýšení svislého zatížení na všech mostech pozemních komunikací. Podrobnější definování zatížení zvláštními vozidly (LM3) zajišťuje, že nové mosty budou mít nejméně takovou zatížitelnost, která byla na našich mostech obvyklá do roku 2010. Změna Z3 platí od 1. 10. 2012.


P105/11/1580. Ing. Marie Studničková, CSc. Kloknerův ústav ČVUT v Praze e-mail: marie.studnickova@ klok.cvut.cz

107

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

EUGÈNE FREYSSINET A FIP – FÉDÉRATION INTERNATIONALE DE LA PRÉCONTRAINTE

1

E.F. 1905 [5]

E.F. 1962 [5]

Uplynulo již půl století od odchodu Eugèna Freyssineta (1879 až 1962), vynikajícího inženýra, objevitele nového konstrukčního prvku „předpětí“ a jeho základních podmiňujících požadavků, vysokopevnostní oceli a obdobně odpovídajících vlastností betonu, pro který bylo předpětí především určeno. Jeho odborná cesta životem začala v roce 1899 studiem na Polytechnice v Paříži, kterou absolvoval v roce 1905 a poté zahájil svou činnost jako pověřený inženýr pro mosty a silnice v oblasti Moulins, v centrální Francii. Zde kromě menších mostů navrhl a realizoval tři velké mosty přes řeku Allier o třech polích, trojkloubové velmi ploché oblouky o rozpětí 67,5 + 72,5 + 67,5 m, se zajímavým řešením nadobloukové konstrukce. Z těchto mostů je dosud v provozu most Boutiron přes řeku Allier u Vichy (obr. 1). V roce 1914 nastoupil k firmě Mercier–Limousin, kde se stal technickým ředitelem a společníkem a pokračoval ve svých projektech a realizacích dalších obloukových mostů se stále rostoucím rozpětím, Villeneuve-sur-Lot s 96 m (1920), Saint-Pierre-du-Vauvray se 131 m (1923) a završené mos108

tem přes Elorn u Plougastelu s 3 x 186 m (1930) (obr. 2). Sledování a měření na zmíněných mostech, především na posledním uvedeném, vedlo Freyssineta k objevení jevu „zpožděných deformací“ betonu od tlakových napětí, tj. dotvarování. To umožnilo praktickou aplikaci předpětí betonu a následně i jeho obecného použití ve stavebních konstrukcích. Kromě mostů byl autorem i velkých ploch skořepinových zastřešení průmyslových podniků, jejichž vyvrcholením byly hangáry pro vzducholodě na letišti v Orly u Paříže (obr. 3). Přitom se zabýval podrobně i technologií betonu a zavedl jeho zhutňování vibrací. Již v roce 1928 přihlásil k patentování první ze svých tří základních vynálezů v oboru předpětí a založil výrobní podnik pro „předem předpjatý beton“. Jednalo se o betonové dílce s předem napjatými a následně zabetonovanými dráty, použité pro prefabrikované duté stožáry elektrického vedení a následně i jako nosníky, roury, pražce, piloty apod. (obr. 4). Při této výrobě aplikoval jednak vibrování betonu v dále zlepšené formě a dále i urychlování jeho tvrdnutí propařováním. V roce 1934, v době hospodářské krize, která dolehla i na výrobu dílců, byl díky panu Campenonovi, majiteli firmy Campenon Bernard, pověřen sanací přístavu v Le Havru, dokončeného v roce 1933 a ohroženého nepřípustným sedáním. Freyssinet navrhl komplexní řešení nového založení a základové konstrukce, i způsob jeho aktivace, prokazující dosaženou stabilizaci celého objektu (obr. 5). Uplat-

nil zde svůj druhý významný vynález z oboru předpětí, a to ploché talířové lisy, v tomto případě působící silou 10 MN. Tato konstrukce přežila i zničení celé přístavní budovy při bombardování v roce 1944. Ve stejné době vydal svou slavnou knihu, do níž vložil základní myšlenky předpětí [1]. Lisy byly dále použity např. pro přikotvení dodatečného zvýšení přehradní hráze v Alžírsku v roce 1938. Následující rok obdržel patent „na aplikaci talířových lisů ve výstavbě, zejména staveb železobetonových“. Posledním z trojice vynálezů byl princip kabelobetonu, se kterým se zabýval od konce třicátých let. Spočíval jednak ve vytvoření předpínací jednotky z jednotlivých prvků, tehdy drátů, a jejího obalu umožňujícího uložení do konstrukce tak, aby vydržela následné zabetonování a po zatvrdnutí betonu možnost napnutí a následné zakotvení do betonu. K tomu ještě přicházela její ochrana proti korozi a současně případné zajištění spolupůsobení s betonem v celé délce. Rozhodující částí byl návrh samosvorného kotvení na principu tření drátů v kuželovém otvoru betonové objímky, které byly po napnutí zakotveny kuželovým klínem zatlačeným do otvoru. K tomu navrhl též zařízení pro napínání, hydraulický lis (obr. 6). Tento způsob kotvení byl patentován v roce 1947. Od té doby se následně objevil v řadě variant i pro pramence a používá se dodnes. Po vyřešení základních otázek předpětí přistoupil Freyssinet již v roce 1943 k založení firmy STUP – „Société Technique pour l´Utilisation de la Précontrainte“, která v roce 1976 změnila název na „Freyssinet International“ a pod tímto jménem působí dodnes v rámci společnosti Vinci.


❚

6/2012

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

2

3a

3b Obr. 1

Most Boutiron přes řeku Allier (1912) [7]

Obr. 2

Most přes Elorn u Plougastelu s 3x186m (1930) [7]

Obr. 3 Hangáry pro vzducholodě na letišti v Orly (1914 až 1924, záměr až dokončení stavby), a, b, [6] Obr. 4

Prefabrikované duté stožáry elektrického vedení (1929) [5]

Obr. 5 a) Návrh sanace založení přístavu v Le Havru (1934) [5], b) plochý talířový lis, c) použití talířových lisů

4

5a

6/2012

5b

❚


5c

109

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS Obr. 6 Betonová kotva pro předpínací kabely a napínací lis (1939), a, b [5] Obr. 7 Most přes Marnu v Luzancy (1946): a podélná a příčná dispozice [5], b) montáž střední části nosné konstrukce [5], c) celkový současný pohled na most [7]

6a

6b

Systém kabelobetonu použil Freyssinet poprvé u mostu přes Marnu v Luzancy, kde současně navrhl nosnou konstrukci z prefabrikovaných dílců, jako první segmentový most. V roce 1946, v době dokončení, most o rozpětí 55 m představoval opět rekordní délku v použité technologii a vyznačoval se i mimořádnou štíhlostí, 1/43 při výšce průřezu uprostřed rozpětí 1,27 m a u opěr 1,815 m (obr. 7a). Z obrázku je patrné příčné i podélné uspořádání nosné konstrukce, která byla předepnuta podélně, příčně i vertikálně. Montáž nosné konstrukce spočívala ve dvou krocích. V prvním byly namontovány tři trojice krajních segmentů letmo od opěr a na břehu byla smontována střední část ze šestnácti trojic segmentů. V druhém kroku byla střední část o hmotnosti 90 t namontována pomocí systému stožárů a závěsů, následně předepnuta průběžnými kabely a opěry byly aktivovány talířovými lisy (obr. 7b). Při odborné prohlídce mostu v roce 2007, po více než šedesáti letech od jeho uvedení do provozu, byl konstatován jeho velmi dobrý stavební stav (obr. 7c). Úspěch, který zaznamenal most Luzancy, vedl k výstavbě dalších pěti obdobných mostů přes Marnu v letech 1947 až 1951, s rozpětími 74 m. Byly výrazně štíhlejší a jejich montáž probíhala ve čtyřech dílech. Krajní byly analogické mostu Luzancy, ale střední byl montován ze dvou částí (obr. 8a). Most Changis-St. Jean představuje tuto skupinu mostů a uzavírá ji v uvedeném čase (obr. 8b). Freyssinet se i v dalších letech aktivně účastnil významných projektů ve Francii a zahraničí spolu se svými žáky a spolupracovníky, Jeanem Mullerem, Pierrem Xerçavinem, Yvesem Guyonem ad. Freyssinet měl též významný podíl na založení mezinárodní společnosti FIP – „Fédération Internationale de 110

7a 7b

7c


❚

6/2012

AKTUALITY Obr. 8 Most přes Marnu Changis-St. Jean (1951): a) montáž střední části nosné konstrukce [5], b) celkový současný pohled na most [7]

Literatura: [1] Freyssinet E.: Une révolution dans les techniques du béton. Librairie Eyrolles. Paris 1936 [2] Ordonez J. A. F.: Eugène Freyssinet. Edition Eyrolles. Paris 1979 [3] Billington D. P.: Historical Perspective on Prestressed Concrete. PCI Journal, str. 14–30, 50th Anniversary pci [4] Fuzier J. P.: Eminent Structural Engineer: Eugène Freyssinet (1879–1962), SEI 3/2007, str. 264–265

8a 8b

la Précontrainte“ v roce 1952 v Anglii, na univerzitě v Cambridge, která měla rozhodující význam na rozšíření předpjatých konstrukcí v celém světě. Stal se jejím prvním prezidentem a aktivně působil v prvním období při jejím rozšíření na cca padesáti národních skupin a pozorovatelů v cca dalších dvaceti pěti státech. Spolu se svým prvním zástupcem Gustavem Magnelem iniciovali též organizaci jejích kongresů. První kongres proběhl v Londýně již v roce 1953, další v roce 1955 v Amsterodamu a v Berlíně v roce 1958. Od té do6/2012

❚

by se kongresy konaly v pravidelných čtyřletých obdobích v letech 1962 – Řím a Neapol, 1966 – Paříž, 1970 – Praha, 1974 – New York, 1978 – Londýn, 1982 – Stockholm, 1986 – New Delhi, 1990 – Hamburg, 1994 – Washington a 1998 – Amsterodam, v pořadí 13. a poslední. V tomto roce došlo ke spojení FIP s CEB – „Comité Européen du Béton“ do nové společnosti fib – „Fédération Internationale du Béton“, která uskutečnila svůj první kongres v roce 2002 v japonské Osace. Mohu-li hodnotit význam Eugèna Freyssineta a FIP pro českosloven-


[5]

[6]

[7]

❚

TOPICAL SUBJECTS

Shushkewich K. W.: Eugène Freyssinet – Invention of Prestressed Concreteand Precast Segmental Construction, SEI 3/2012, str. 415–420 Bechyně S.: Stavitelství betonové I. Technologie betonu. Svazek první. Složky betonu, SNTL, Praha 1954 Troyano L. F.: Bridge Engineering. A Global Perspective, Thomas Telford, London 2003

ské stavebnictví v poválečném období druhé poloviny 20. století, považuji ho za rozhodující pro rozvoj předpjatého betonu u nás. Již v roce 1947 byl realizován první most z předpjatého betonu v Koberovicích a od konce 40. let začala u nás výstavba velkých silničních mostů z předpjatého betonu. Příkladem může být most přes Úhlavku ve Stříbře, jehož výstavba probíhala v roce 1952, v době vzniku FIP, ale též vzniku firmy Stavby silnic a železnic, dnešní Eurovie CZ. Kongresy FIP šířily poznatky v oboru předpjatého betonu jednak vlastními zprávami, jednak národními zprávami jednotlivých států. Tato skutečnost měla u nás dvojí odezvu. V období před kongresem byla uspořádána vždy celostátní konference a nejlepší příspěvky byly prezentovány v národní zprávě. Po kongresu bylo vždy konáno kolokvium, které mělo širší technickou veřejnost seznámit se světovým děním v oboru. Pozice naší republiky byla v tehdejší době suverénně nejlepší z celého východního bloku. To dosvědčují i skutečnosti, že na kongresu v Paříži byl zvolen generálním zpravodajem v oblasti železničních mostů z předpjatého betonu Jiří Klimeš, profesor stavební fakulty ČVUT v Praze. Ten se spolu s pracovníky Kloknerova ústavu ČVUT, Jiřím Krchovem a Milíkem Tichým, zasloužil o to, že následující kongres v roce 1970 byl konán v Praze, jako jediném městě východního bloku. Na závěr mi dovolte konstatovat, že FIP byla z hlediska konstrukčních inženýrů v oboru betonového stavitelství zcela mimořádnou společností a přispěla významným dílem k obnově poválečné Evropy.

Ing. Karel Dahinter, CSc.

111

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR JUNIORSTAV 2013 Termín a místo konání: 7. února 2013, Fakulta stavební VUT v Brně Kontakt: http://juniorstav2013.fce.vutbr.cz MOSTY 2013 18. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 26. a 27. dubna 2012, Brno • Mostní objekty v ČR – výstavba, správa a údržba, normy • Mosty v Evropě a ve světě • Mosty v ČR – věda a výzkum • Mosty v ČR – projekty a realizace Kontakt: e-mail: [email protected], www.sekurkon.cz SANACE 2013 23. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 16. a 17. května 2013, Brno Kontakt: e-mail: [email protected], www.sanace-ssbk.cz SUSTAINABLE BUILDING AND REFURBISHMENT FOR NEXT GENERATIONS Konference CESB 13 Termín a místo konání: 26. a 28. června 2013, Praha Kontakt: www.cesb.cz CONCRETE ROADS 2014 12. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 23. až 26. září 2014, Clarion Congress Hotel Praha • Sustainable pavements • Solutions for urban areas • Design and construction • Maintenance and rehabilitation Kontakt: e-mail: [email protected], www.concreteroads2014.org

ZAHRANIČNÍ KONFERENCE A SYMPOZIA ADVANCES IN CEMENT AND CONCRETE TECHNOLOGY IN AFRICA – ACCTA 2013 Mezinárodní konference Termín a místo konání: 28. až 30. ledna 2013, Johannesburg, Jižní Afrika • State-of-the-art of concrete technology in developing countries • Case studies and concepts • Characterisation of cementitious materials • Mixture composition, additives and chemical admixtures • Innovative use of concrete and high performance concrete • Natural materials and innovative technologies for construction • Design and evaluation of structural and durability behaviour of concrete elements • Durability and structural evaluation of concrete structures • Concrete technology for sustainability and energy efficiency • Rehabilitation and maintenance Kontakt: www.accta2013.com 57. BETONTAGE Termín a místo konání: 5. až 7. února 2013, EdwinScharff-Haus Congress Center, Neu Ulm, Německo • Application-oriented research for concrete • The contribution of concrete construction to the sustainability debate Guest country Finland • From research to practice Kontakt: www.betontage.com ENGINEERING A CONCRETE FUTURE: TECHNOLOGY, MODELING AND CONSTRUCTION fib sympozium Termín a místo konání: 22. až 24. dubna 2013, Tel-Aviv, Izrael • Advanced and innovative cementitious materials and concrete • Constitutive modeling of cementitious and composite materials • Design concepts and structural modeling • Punching and shear in RC and in PC (prestressed concrete) • Challenges in bridge engineering • Advances in precast and PC engineering

112

• Concrete structures under seismic and extreme loads • Pioneering structures and construction methods • Structural aspects of tunnel construction and design Kontakt: e-mail: [email protected], http://www.fib2013tel-aviv.co.il/

LONG SPAN BRIDGES AND ROOFS 36. IABSE sympozium Termín a místo konání: 24. až 27. září 2013, Kolkata, Indie Kontakt: e-mail: [email protected], www.iabse.org/kolkata2013

ASSESSMENT, UPGRADING AND REFURBISHMENT OF INFRASTRUCTURES Mezinárodní konference IABSE Termín a místo konání: 6. až 8. května 2013, Rotterdam, Holandsko Kontakt:e-mail: [email protected], http://www.iabse2013rotterdam.nl/

FIRE SPALLING 2013 3. mezinárodní workshop Concrete spalling due to fire exposure Termín a místo konání: 25. až 27. září 2013, Paříž, Francie • Experimental investigation of spalling mechanisms • Innovative experimental techniques • Quantification of gas and liquid pore pressures • Spalling assessment for large scale structures • Ageing effects on spalling • Refractory concrete and spalling behavior • Fire performance of low environmental impact concrete • Toward standardizations of experimental testing for evaluation of spalling risk • Heat and mass transfer mechanisms • Advanced modeling for spalling risk assessment • Engineering modeling of spalling and practical applications • Measures to reduce or prevent spalling: Structural design & Innovative materials • Repair and rehabilitation techniques of spalling damaged concrete structures • Technical and economical feedback and recommendations from fire safety practice: Design offices, Fire brigades, Authorities. • (Inter)national safety regulations with regard to fire spalling issues. Kontakt: http://www.firespalling2013.fr/

CONCRETE SUSTAINABILITY – ICCS13 1. mezinárodní konference Termín a místo konání: 27. až 29. května 2013, Tokyo, Japonsko Kontakt: e-mail: [email protected], http://jci-iccs13.jp/ NORDIC CONCRETE RESEARCH 22. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 19. až 21. června 2013 změna termínu, Reykjavik, Island Kontakt: www.nordicconcrete.net FIBER REINFORCED POLYMERS FOR REINFORCED CONCRETE STRUCTURES – FRPCS-11 11. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 26. až 28. června 2013, Guimarães, Portugalsko Kontakt: www.frprcs11.uminho.pt SUSTAINABLE CONSTRUCTION MATERIALS AND TECHNOLOGIES – SCMT3 Mezinárodní konference Termín a místo konání: 18. až 21. srpna 2013, Kyoto, Japonsko • Sustainable construction materials and structures • Durability of construction materials • Maintenance and life cycle management of concrete structure Kontakt: e-mail: [email protected], www.jci-net.or.jp/~scmt3/ RHEOLOGY AND PROCESSING OF CONSTRUCTION MATERIAL mezinárodní RILEM konference společně s SELF-COMPACTING CONCRETE 7. RILEM konference Termín a místo konání: 2. až 4. září 2013, Paříž, Francie Kontakt: e-mail: [email protected], www.sccparis2013.com COMPUTATIONAL TECHNOLOGIES IN CONCRETE STRUCTURES – CTCS13 Mezinárodní konference Termín a místo konání: 8. až 12. září 2013, Jeju, Korea • Design of concrete structures • Computational mechanics of concrete • Construction technologies • Plasticity • Creep and shrinkage • Dynamic effects • Automated design procedures • Performance under extreme conditions • Composites • Impact loads on concrete structures • Computers and concrete related themes • Constitutive laws • Modeling of concrete structures • Hybrid structures • Fracture mechanics • Thermo-mechanics • Reliability and safety • Stochastic mechanics • Fiber reinforcement • Concrete mix design • Rehabilitation of concrete structures Kontakt: e-mail: [email protected], http://asem.cti3.com/ctcs13.htm

ULTRA-HIGH PERFORMANCE FIBREREINFORCED CONCRETE – UHPFRC 2013 2. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 1 a 2. října 2013, Marseille, Francie • Structural applications in civil engineering and bridge structures, major infrastructure projects, marine works, offshore structures • Frames and building envelopes • Building elements, functional and architectural components • Strengthening, rehabilitation • Durability (feedback, use in aggressive environments) • Sustainability, Life cycle analysis, recycling • Resistance under extreme conditions (fire, earthquake, impact) • Implementation, in situ application, inspection • Recommendations, design codes, national and international standards • Modeling, calculations and justifications, reliability • Contractual use of UHPC: variants, economy, security, insurance Kontakt: Nadget Berrahou-Daoud, e-mail: [email protected] IMPROVING PERFORMANCE OF CONCRETE STRUCTURES 4. mezinárodní fib kongres Termín a místo konání: 10. až 14. února 2014, Mumbai, India Kontakt: e-mail: [email protected], www.fibcongress2014mumbai.com CONCRETE INNOVATION CONFERENCE – CIC 2014 Termín a místo konání: 9. až 11. června 2014, Oslo, Norsko Kontakt: www.cic2014.com PH.D. SYMPOZIUM IN CIVIL ENGINEERING 10. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 21. až 23. července 2014, Quebec, Kanada Kontakt: www.fib-phd.ulaval.ca UTILIZATION OF HS/HP CONCRETES 10. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 10. až 18. září 2014, Peking, Čína Kontakt: e-mail: [email protected], www.hpc-2014.com


❚

6/2012

12. MEZINÁRODNÍ KONFERENCE

PODZEMNÍ STAVBY PRAHA 2013 22.–24. DUBNA 2013 | PRAHA, ČESKÁ REPUBLIKA TÉMATICKÉ SEKCE 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7.

Dopravní tunely ve městech – projektování a výstavba Dopravní tunely mimo města – projektování a výstavba Ostatní podzemní stavby – projektování a výstavba Geotechnický průzkum a monitoring podzemních staveb Numerické modelování, vývoj a výzkum podzemních staveb Vybavení, bezpečnost provozu a údržba podzemních staveb Řízení rizik, smluvní vztahy a financování podzemních staveb

Více informací a registrace účastníků na:

www.ita-aites.cz

Zvýhodněná registrace do 15. 1. 2013 Sponzorováno / Sponsored by ITA-AITES

www.ita-aites.cz

Pevnostní hranice UHPC prolomena! Dosáhli jsme krychelné pevnosti betonu 180 MPa! UHPC (Ultra High Performance Concrete) je beton velmi vysokých pevností a odolností. Minimální pevnostní hranice, používaná v západní Evropě pro tento typ betonu, je válcová pevnost v tlaku 150 MPa. Beton má navíc díky své vysoké hutnosti životnost přes 200 let. UHPC se ve světě nejvíce používá na extrémně staticky i dynamicky namáhané prvky, na tenkostěnné konstrukce za účelem omezení hmotnosti nebo na ochranné vrstvy běžných betonů umístěných v náročných klimatických podmínkách. V TBG METROSTAV dosahujeme válcové pevnosti přes 150 MPa a krychelné přes 180 MPa. Ve variantě s rozptýlenou výztuží překračujeme u pevnosti v tahu za ohybu hodnoty 25 MPa! Navíc dokážeme přepravovat čerstvý UHPC autodomíchávačem. Umíme tedy UHPC nejen vyrobit v příslušné kvalitě a požadovaných parametrech, ale také bezpečně přepravit na místo stavby.

Pro lepší stavění.

Pro více informací kontaktujte: Jakub Šimáček tel.: 222 325 815, mob.: 728 173 893 e-mail: [email protected]

TBG METROSTAV s. r. o. Rohanské nábřeží 68, 186 00 Praha 8 - Karlín www.tbgmetrostav.cz

2012 TUNELY A MĚSTSKÁ PODZEMNÍ INFRASTRUKTURA

Recommend Documents