6/2016 VODOHOSPODÁŘSKÉ A INŽENÝRSKÉ STAVBY. pf 2017

Transkript

1 6/2016 VODOHOSPODÁŘSKÉ A INŽENÝRSKÉ STAVBY pf 2017

2 SPOLEČNOSTI A SVAZY PODPORUJÍCÍ ČASOPIS CO NAJDETE V TOMTO ČÍSLE SVAZ VÝROBCŮ CEMENTU ČR K Cementárně 1261, Praha 5 tel.: , fax: svcement@svcement.cz 3/ VODNÍ DÍLO ŽELIEZOVCE VODNÍ ELEKTRÁRNA MUSKRAT FALLS /20 18 / ROZŠÍŘENÍ PANAMSKÉHO PRŮPLAVU MODERNIZACE VODNÍHO DÍLA NISA /14 SVAZ VÝROBCŮ BETONU ČR Na Zámecké 9, Praha 4 tel.: svb@svb.cz SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ Veveří 331/95, Brno tel.: ssbk@ .cz 24 / PROTRŽENÁ PŘEHRADA NA BÍLÉ DESNÉ 100LETÉ VÝROČÍ 8/ REKONSTRUKCE VODNÍHO DÍLA KRUŽBERK NEZNÁMÝ ARCHITEKT VÝZNAMNÝCH STAVEB: JINDRICH MERGANC V SOUBOJI S VODOU /66 ČESKÁ BETONÁŘSKÁ SPOLEČNOST ČSSI Samcova 1, Praha 1 tel.: tel.: cbsbeton@cbsbeton.eu

3 OBSAH CONTENT ÚVODNÍK VODOHOSPODÁŘSKÁ VÝSTAVBA VBA A BETON Ladislav Satrapa, Vojtěch Broža, Miroslav Brouček / 2 STAVEBNÍ KONSTRUKCE VODNÍ DÍLO ŽELIEZOVCE Pavel Kasal, Branislav Antoš / 3 REKONSTRUKCE VODNÍHO DÍLA KRUŽBERK Josef Bezděk, Jiří Šafrata / 8 MODERNIZACE VODNÍHO DÍLA NISA Václav Ryšavý / 14 SOFTWARE POSOUZENÍ TRHLIN U VODOTĚSNÝCH ŽELEZOBETONOVÝCH KONSTRUKCÍ Jaroslav Navrátil, Petr Foltyn / 27 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE SANACE JEZU NA SVITAVĚ Jiří Tahal / 30 BEDNĚNÍ A DETAILY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ ČÁST 6 Petr Finkous / 32 SPRÁVNÝ NÁVRH TĚSNICÍCH DILATAČNÍCH PÁSŮ DLE DIN V SOULADU S TP ČBS 04 Martin Novotný / 34 MEDZIOŠETROVACÍ PROSTRIEDOK PRE BETÓN VÝSKUMY NA ZISTENIE JEHO VPLYVU NA POVRCHOVÉ ÚPRAVY PRIEMYSELNÝCH PODLÁH Iris Marquardt, Finn-Niklas Kratt, Sebastian Dittmar, Martin Schnalke / 36 VĚDA A VÝZKUM STANOVENÍ SOUČINITELE TŘENÍ KLUZNÉHO SOUVRSTVÍ PŘEDPJATÝCH PODLAH A STUDIUM JEHO VLIVU NA JEJICH STATICKÉ CHOVÁNÍ Kateřina Horníková, Marek Foglar, Jiří Kolísko, Jan Kolář / 42 VÝSLEDKY MATERIÁLOVÝCH VLASTNOSTÍ SIEDMYCH VIAC AKO 100 ROKOV STARÝCH ŽELEZOBETÓNOVÝCH MOSTOV Peter Paulík, Michal Bačuvčík, Patrik Ševčík, Ivan Janotka / 50 INVERZNÍ SPOLEHLIVOSTNÍ ANALÝZA MOSTU Z MPD NOSNÍKŮ: IDENTIFIKACE PARAMETRŮ David Lehký, Martina Šomodíková, Drahomír Novák / 58 DEGRADACE STRUKTURY POLYMERCEMENTOVÝCH MALT PŘI NÁHLÝCH TEPLOTNÍCH ZMĚNÁCH Tomáš Melichar, Jiří Bydžovský / 62 HISTORIE NEZNÁMÝ ARCHITEKT VÝZNAMNÝCH STAVEB: JINDRICH MERGANC V SOUBOJI S VODOU Miroslav Pavel / 66 PRVNÍ PLODY NOVÉ DOBY VE STARÉM MOCNÁŘSTVÍ Lukáš Beran / 74 SPEKTRUM SKLAD POSYPOVÉ SOLI NA SPRING STREET V NEW YORKU / 12 ROZŠÍŘENÍ PANAMSKÉHO PRŮPLAVU / 18 VODNÍ ELEKTRÁRNA MUSKRAT FALLS Radek Syka / 20 PROTRŽENÁ PŘEHRADA NA BÍLÉ DESNÉ 100LETÉ VÝROČÍ / 24 AKTUALITY TP ČBS 05 MODUL PRUŽNOSTI BETONU / BETONÁŘSKÉ DNY V LITOMYŠLI / 22 STUDENTSKÉ NÁVRHY STANIC METRA D / 41 RYBIA FARMA V HANDLOVEJ / 56 BETONÁRSKE DNI 2016 V BRATISLAVE / 57 ZA DOCENTEM FRANTIŠKEM DRAXLEREM / 61 VODNÍ ELEKTRÁRNA PUNNIBACH / 73 EUROPEAN CONCRETE AWARD 2016 / 78 SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA / 80 FIREMNÍ PREZENTACE BASF / 11 Dlubal Software / 19 Jordahl & Pfeifer / 21 Redrock / 26 Knauf / 31 Nekap / 51 Betosan / 73 Fine / 79 Beton University / 3. strana obálky ICCX Central Europe 2017 / 3. strana obálky ICCC2019 / 4. strana obálky ROČNÍK: šestnáctý ČÍSLO: 6/2016 (vyšlo dne ) VYCHÁZÍ DVOUMĚSÍČNĚ VYDÁVÁ BETON TKS, S. R. O., PRO: Svaz výrobců cementu ČR Svaz výrobců betonu ČR Českou betonářskou společnost ČSSI Sdružení pro sanace betonových konstrukcí VYDAVATELSTVÍ ŘÍDÍ: Ing. Michal Števula, Ph.D. ŠÉFREDAKTORKA: Ing. Lucie Šimečková REDAKTORKA: Mgr. Barbora Sedlářová REDAKČNÍ RADA: prof. Ing. Vladimír Benko, PhD., prof. Ing. Juraj Bilčík, PhD., doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc., Ing. Jan Gemrich, prof. Ing. Petr Hájek, CSc. (před seda), prof. Ing. Leonard Hobst, CSc. (místo předseda), Ing. arch. Jitka Jadrníčková, Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc., Ing. Milan Kalný, prof. Ing. Alena Kohoutková, CSc., FEng., doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D., doc. Ing. arch. Patrik Kotas, Ing. Milada Mazurová, doc. Ing. Martin Moravčík, PhD., Ing. Stanislava Rollová, Kryštof Rössler, Ing. arch. Jiří Šrámek, prof. Ing. RNDr. Petr Štěpánek, CSc., Ing. Michal Števula, Ph.D., Ing. Vladimír Veselý, prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc., FEng. GRAFICKÝ NÁVRH A SAZBA: Ing. Jiří Šilar ILUSTRACE NA TÉTO STRANĚ: Mgr. A. Marcel Turic TISK: Libertas, a. s. Drtinova 10, Praha 5 VYDAVATELSTVÍ A REDAKCE: Beton TKS, s. r. o. Na Zámecké 9, Praha 4 Redakce a inzerce: redakce@betontks.cz Předplatné (i starší výtisky): predplatne@betontks.cz ROČNÍ PŘEDPLATNÉ: základní: 720 Kč bez DPH, 828 Kč s DPH snížené pro studenty, stavební inženýry do 30 let a seniory nad 70 let: 270 Kč bez DPH, 311 Kč s DPH pro slovenské předplatitele: 28 eur bez DPH, 32,20 eur s DPH (všechny ceny jsou včetně balného a distribuce) Vydávání povoleno Ministerstvem kultury ČR pod číslem MK ČR E ISSN Podávání novinových zásilek povoleno Českou poštou, s. p., OZ Střední Čechy, Praha 1, čj. 704/2000 ze dne Autoři odpovídají za původnost příspěvků a jsou povinni respektovat autorská práva třetích stran. Označené příspěvky byly lektorovány. FOTOGRAFIE NA TITULNÍ STRANĚ: Sklad posypové soli na Spring street v New Yorku, detail fasády Foto: Albert Vecerka/ESTO 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 1

4 ÚVODNÍK EDITORIAL VODOHOSPODÁŘSKÁ VÝSTAVBA A BETON Betonové konstrukce vodního stavitelství zahrnují značně různorodou skupinu objektů, ať se již jedná o masivní přehrady a jejich přelivy či další příslušenství, tělesa jezů, plavebních komor, nábřežních zdí, liniové stavby přivaděčů (kanály, štoly), věže vodojemů, vodní elektrárny nebo úpravny vody a čistírny odpadních vod. Svým charakterem patří do skupiny inženýrských staveb. Přítomnost vody je obecně vhodné prostředí pro beton, stejně tak je beton jako konstrukční materiál v souladu s realizací mnohdy atypických objektů různých tvarů, které si vynucuje proudící voda. Díky rozvoji progresivních technologií ukládání v 21. století beton prakticky nahradil zděné konstrukce s výjimkou rekonstrukcí historických vodních děl, u kterých je stále vyžadováno použití hydraulických pojiv a kamene. Specifickou skupinu vodních staveb tvoří masivní objekty, zejména přehrady různého typu. Byly a jsou předmětem zájmu výrobců cementu, od nichž nové projekty požadovaly i specifické vlastnosti materiálu, zejména omezení hydratačního tepla. V první polovině 20. století se postupně rozvinula technologie realizace masivních betonových konstrukcí, v níž požadavky na zvládnutí objemových změn vybetonovaných dílů v důsledku hydratace a také nároky na trvanlivost a vodotěsnost převažovaly nad obvyklými hledisky pevnosti betonu. I v poválečných letech intenzivně pokračoval rozvoj technologie masivního betonu, hlavně ve vazbě na velký počet nových přehrad budovaných v rámci poválečné obnovy v Evropě, včetně naší republiky. Za pozornost stojí, že pro betony vodohospodářských staveb byla u nás vytvořena soustava speciálních norem, která zahrnovala novodobé trendy ve světě. Jako doklad vysoké úrovně v této oblasti u nás je možno uvést stavbu vodního díla Orlík s objemem přes 1 milion m 3 a ve své době s unikátní aplikací popílku jako součásti betonové směsi. U každé stavby se výzkum návrhu složení betonové směsi soustřeďoval na vodotěsnost a trvanlivost betonu při omezeném obsahu cementu. Ve vodním stavitelství se beton běžně chápe jako materiál obsahující navzájem komunikující póry, tedy propustný. Návrh betonové směsi ovšem musel splňovat požadavky norem, a to i při tlaku vody desítky, popř. stovky metrů vodního sloupce, což zpravidla nečinilo obtíže. Větší pozornost se soustřeďovala na účinky vody v pórech betonu při hladině vody na líci konstrukcí v zimním období, kde objemové změny ledu vytváří riziko degradačních změn, proto většinou nejzávažnějším hlediskem byla trvanlivost betonu prokazovaná počtem zmrazovacích cyklů. Tento požadavek je třeba hodnotit z hlediska očekávané životnosti přehradních objektů, kde 100 let neznamená nic přehnaného. Ve světové praxi navrhování přehrad se v 70. letech 20. století projevovaly krizové jevy související s efektivitou výstavby, které vyústily v požadavky na zrychlení a zhospodárnění výstavby. Výsledkem několikaletého vývoje byla technologie betonu s nízkým vodním součinitelem a nízkým obsahem cementu, beton byl zhutňován válcováním. Tím se začlenily do výstavby masivních betonových objektů četné prvky z budování hutněných násypů. Technologie CSG materiálu uplatněná u menších vodních děl představuje další krok k snížení ceny stavby a doby výstavby, avšak na úkor pevnosti a propustnosti. S ohledem na českou orientaci na sypané přehrady a následný obecný útlum zatím nebyla příležitost tyto progresivní betonářské stavební postupy uplatnit. Stejně tak nedostaly příležitost vysokohodnotné (HPC) betony, které by mohly u obtékaných a silně namáhaných částí konstrukcí vodních děl znamenat výrazné snížení potřebných objemů i zvýšení trvanlivosti. Podobně byly určité naděje vkládány do houževnatých betonů s rozptýlenou výztuží, zejména pak pro části přehrad dynamicky namáhané vodním proudem často i v kombinaci s neseným splávím. Bohužel zvýšená degradace povrchu betonu vystaveného klimatu v tomto případě zatím zastavila po několika neúspěšných aplikacích rozvoj v této oblasti. Navzdory útlumu ve výstavbě přehrad našly betony široké uplatnění u objektů přelivů, výpustí a odběrů vody, které byly standardní součástí sypaných přehrad, zajišťujících vodohospodářské funkce nádrží. Čeští projektanti se v rozmanitosti konstrukcí, popř. sdružování více funkcí do jednoho celku dobře realizovali a na našem území se nachází řada takovýchto unikátních konstrukcí i z celosvětového pohledu. Pro stavební firmy byly komplikované tvary konstrukcí jistě náročné, oceňovali však soustředění prací do jednoho objektu založeného v přístupné oblasti dna údolí. V současné době se vodohospodářská výstavba u nás soustřeďuje převážně na modernizace a rekonstrukce vybudovaných objektů. Pokud se jedná o nová vodní díla na tocích, projekty narážejí na odpor zejména ve vztahu k ochraně přírody a krajiny, plynoucí z nepochopení výhodnosti využití vodních děl pro zajištění potřeb vyplývajících z rozvoje společnosti. Další překážky jsou obdobné jako u jiných významných staveb ve veřejném zájmu. K zlepšení vnímání společností nepřispěly ani velmi pozitivní přínosy vodních děl při výskytu extrémních povodní či mimořádného sucha v posledním dvacetiletí. Betonové objekty se vyskytly v rámci několika realizací tzv. suchých nádrží a hlavně jako protipovodňové stěny podél koryt vodních toků, kde např. na Ústecku při Labi dosáhly i několikametrových výšek. Výška se ostatně stala limitující z hlediska dosažené míry ochrany před povodněmi. Ani poměrně početné stavby čistíren odpadních vod společně se stokovými sítěmi nebyly významným podnětem pro rozvoj ve výstavbě betonových objektů vodních staveb. Jako technicky zajímavé a přínosné je možno označit zejména rekonstrukce objektů dříve vybudovaných vodních děl na tocích, např. Skalka a Nechranice na Ohři, Římov, Lipno II, Záskalská a další v povodí Vltavy, Znojmo na Dyji, Těrlicko či právě probíhající rekonstrukce Šance na Ostravsku a dále Bystřička na Vsetínsku, Hvězda na Třebovce, a také na některých malých nádržích. V oblasti rekonstrukcí zděných přehrad a dalších zděných vodních děl z konce 19. a začátku 20. století je zajímavou problematickou otázkou pro specialisty na beton snášenlivost dříve používaných pojiv (hydraulické vápno) s nyní dostupnými minerálními pojivy, a to jak z hlediska materiálového, tak z hlediska chování konstrukce. Další příležitost pro rozvoj technologie vodostavebního betonu se naskytla při výstavbě objektů plavební cesty na Vltavě v jižních Čechách mezi Českými Budějovicemi a Týnem nad Vltavou či nové vodní linky ústřední čistírny odpadních vod v Praze. Jakkoli malá četnost provádění rozsáhlejších betonářských prací ve vodohospodářské výstavbě jistě rozvoji technické úrovně nepřispívá, zásluhou budovaných ojedinělých významnějších vodních děl (masivní betonové konstrukce na nových objektech vodní cesty na Vltavě, ČOV Praha apod.) přesto zůstává betonářská zručnost v oblasti vodostavebního betonu na dobré úrovni. Díky aktivitám Českého přehradního výboru, který je oficiálním zástupcem ČR v Mezinárodní přehradní asociaci (ICOLD), mají naši odborníci v oblasti betonových konstrukcí snadný přístup k materiálům soustřeďujícím informace o technologickém pokroku v této oblasti z celého světa. doc. Ing. Ladislav Satrapa, CSc. prof. Ing. Vojtěch Broža, DrSc. Ing. Miroslav Brouček, Ph.D. 2 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

5 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES VODNÍ DÍLO ŽELIEZOVCE HYDROELECTRIC DAM ŽELIEZOVCE 1 Pavel Kasal, Branislav Antoš Výstavbou vodního díla Želiezovce se vytvořily podmínky pro energetické využití řeky Hron v této lokalitě. Malá vodní elektrárna s předpokládanou roční výrobou 13,5 GWh, která je součástí vodního díla, může zásobovat ekologicky čistou elektřinou cca 5 tisíc domácností. Construction of the hydroelectric dam Želiezovce created conditions to utilise the Hron river for power industry in this location. A small power plant which is part of the hydroelectric dam of an annual production of 13.5 GWh is able to supply ecologically clean power approx. 5 thousand households. Vodní dílo Želiezovce se nachází v Slovenské republice na řece Hron v říčním km 38,450 nedaleko města Želiezovce. Jde o víceúčelovou stavbu, která plní kromě funkce vodohospodářské také funkci energetickou a dopravní. Celé vodní dílo se skládá ze 17 stavebních objektů. Mezi nejdůležitější objekty patří sypaná hráz, pohyblivý jez, biokoridor, malá vodní elektrárna, most, vodácký skluz a protipovodňové hráze. Důležitou součástí stavby byla i realizace čerpací stanice zavlažovacího systému, který zásobuje vodou z Hronu okolní pole. Obr. 1 Letecký pohled na vodní dílo Želiezovce Fig. 1 Aerial view of the hydroelectric dam Želiezovce Obr. 2 Jezové pole s hradicí konstrukcí Fig. 2 Weir field with the floodgate Obr. 3 Schematický příčný řez jezem Fig. 3 Schematic cross section of the weir POSTUP VÝSTAVBY Stavba jezu, biokoridoru, mostu a malé vodní elektrárny se realizovala v meandru řeky Hron v otevřené svahované stavební jámě o rozměrech m, /2016 technologie konstrukce sanace BETON 3

6 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 4 5 kter á byla těsněna cementojílovou podzemní těsnicí stěnou. Po dobu výstavby vedla řeka ve svém původním korytu. Po dokončení výše uvedených objektů bylo koryto řeky převedeno přes nově vybudovaný jez a biokoridor a staré koryto bylo přehrazeno sypanou hrází. Tím se vytvořil potřebný spád pro energetické využití toku. JEZ A BIOKORIDOR Jez je třípolový se světlou šířkou jednoho pole 12 m, jako hradicí konstrukce slouží hydraulicky ovládané ocelové segmenty s klapkou (obr. 2). Před segmenty jsou v dělicích pilířích drážky pro provizorní hrazení, které bude v případě údržby nebo opravy hlavní hradicí konstrukce osazováno pomocí mobilního jeřábu. Celková šířka jezu je 44 m a délka je 31,7 m. Jez je opatřen vývarem o délce 8 m a hloubce 0,8 m. Vývar společně s upraveným korytem pod jezem ochrání podjezí před dynamickými účinky vody. Před a za objektem jezu jsou vtoková a výtoková křídla. Těleso jezu tvoří monolitická železobetonová konstrukce z betonu C30/37- -XC2, XF3 s maximálním průsakem 50 mm. Základová deska jezu o tloušťce 1,5 m je ve střední části dvakrát zalomená (obr. 3). Střední šikmá část desky je ve sklonu 1 : 2. Dělicí pilíře mezi jednotlivými jezovými poli, které jsou do základové desky vetknuty, mají šířku 2 m. Tvar pilířů je přizpůsobený základní funkci jezu a proudící vodě (obr. 4). Železobetonové stěny na korunách pilířů připomínající plátky ementálu dodávají vodnímu dílu osobitý vzhled. Jez je přemostěn monolitickým železobetonovým mostem. Biokoridor umožňuje rybám a jiným vodním živočichům překonat výškový rozdíl hladin vody před a za vodním dílem. Železobetonové monolitické těleso biokoridoru se skládá ze tří částí vtokového pilíře, výtokového pilíře a samostatné vnitřní části otevřeného komůrkového biokoridoru. Vtokový pilíř zabezpečuje horní hladinu a napouštění vody do komůrek. Voda je do biokoridoru přiváděna skrz dva otvory, které jsou vybaveny pevným a pohyblivým hrazením. Od dolní vody je objekt uzavřený výtokovým pilířem, v kterém se nachází jeden otvor. Oba pilíře navazují na pilíř jezu a stěnu budovy elektrárny. Od horní vody jsou dilatace konstrukcí těsněny středním dilatačním pásem. Mezi vtokovým a výtokovým pilířem je umístěno 63 komůrek biokoridoru (obr. 5), většinou o rozměru 2,3 2,8 m, a osm komůrek pro vegetaci, schodiště a prostor s pozorovacími okny. Tloušťka stěn komůrek je 200 mm. Přechod mezi jednotlivými komůrkami je umožněn otvory o šířce 500 mm po celé výšce stěny. Za výtokem v jednotlivých komůrkách je umístěný štětinový prvek, který zpomaluje proud tekoucí vody. Celková délka biokoridoru je 54,9 m a jeho šířka je 12 m. Vnitřní část biokoridoru je rozdělená na čtyři dilatační úseky, všechny konstrukce biokoridoru jsou z betonu C30/37-XC2, XF3 s maximálním průsakem 50 mm. MALÁ VODNÍ ELEKTRÁRNA Elektrárna zpracovává průtok vody v řece až do maximální hltnosti 62 m 3 /s ve dvou soustrojích typu PIT o průměru oběžného kola 2,25 m. Jsou zde osazeny dvě přímoproudé horizontální turbíny typu Kaplan Bulb. Celkový dosažitelný výkon elektrárny je cca 2,8 MW. 6 4 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

7 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES Obr. 4 Jezový pilíř Fig. 4 Weir pier Obr. 5 Biokoridor Fig. 5 Bio corridor Obr. 6 Rozestavěné vodní dílo Fig. 6 Hydroelectric dam under construction Obr. 7 Půdorysné schéma elektrárny v ose turbíny Fig. 7 Layout of the power plant in the turbine axis Obr. 8 Schematický podélný řez elektrárnou v ose turbíny Fig. 8 Schematic longitudinal section of the power plant in the turbine axis Obr. 9 Montáž bednění savky Fig. 9 Instalation the formwork of the inlet Obr. 10 Savka po odbednění Fig. 10 Inlet after dismount of the formwork Nová elektrárna, která ročně vyrobí cca 13,5 GWh elektrické energie, je koncipována jako plně automatizovaná pouze s občasným dohledem na chod zařízení. Vodní elektrárna je rozdělena na tři dilatační celky. Jedná se o vtokový objekt, vlastní objekt elektrárny a vývar s výtokovým křídlem. Vtokový objekt slouží k přivedení vody z prostoru nadjezí k elektrárně. Sestává se z vtokové desky a z pravého vtokového křídla. K usměrnění vody do elektrárny z levé strany slouží vtokový pilíř přiléhajícího biokoridoru. Odvodu vody od savek turbín do prostoru koryta pod jezem napomáhá výtokové křídlo spolu s výtokovým pilířem biokoridoru a vývarem. Vlastní objekt elektrárny má obdélníkový půdorys o délce 41 m a šířce 17,2 m (obr. 7). Monolitická železobetonová konstrukce elektrárny je provedena z vodostavebního betonu C30/37-XC4, XD2, XF3 s maximálním průsakem 50 mm. Objekt obsahuje 8 celkem tři podzemní a jedno nadzemní podlaží (obr. 8). V úrovni 3. podzemního podlaží jsou umístěny vtoky turbín s drážkami pro provizorní hrazení od horní vody a savky turbín s obdobnými drážkami pro provizorní hrazení od dolní vody, spodní část strojovny s vlastními turbínami a jímky pro čerpání prosáknutých vod. Ve 2. a 1. podzemním podlaží se nachází strojovna s mostovým jeřábem, rozvodny a velín s technickým zázemím. Přístup ke generátorům pro účely údržby a opravy je umožněn prostupy v úrovni podlahy 2. podzemního podlaží, které jsou při běžném provozu zabezpečeny tlakovými poklopy. V nadzemním podlaží jsou dvě transformátorovny, technická místnost jezu a sociální zařízení. Celá stavba je z hlediska vodotěsnosti řešena jako bílá vana. Všechny pracovní spáry jsou těsněny těsnicími plechy s bitumenem. V dilatačních spárách jsou použity těsnicí pásy z PVC. V složitých detailech byl do pracovních spár vložen ještě bentonitový expanzní profil. Nejnáročnějšími částmi stavby byly vtokové části elektrárny, konstrukce savek a masivní stropní deska nad stro /2016 technologie konstrukce sanace BETON 5

8 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 11 jovnou, která má celkové půdorysné rozměry 17,2 14,07 m. Jelikož po části stropní konstrukce vede komunikace, která navazuje na mostní objekt, je stropní deska výškově zalomená a konstrukce nadimenzována i na zatížení od provozu vozidel. Tloušťka desky je 950 mm. Velice náročná byla podpěrná konstrukce bednění této desky. Její výška místně dosahovala až 14,25 m a navíc tato podpěrná konstrukce musela překlenout již namontované turbíny, tlakové poklopy a namontovaný mostový jeřáb. Vtoky a savky obsahující přechody z obdélníkového na kruhový profil jsou železobetonové. Provedení obou částí bylo velmi náročné na přesnost a pevnost bednění. Bednění vtoků i savek bylo provedeno klasicky z dřevěných ramenátů. 13a Bednění a betonáž savek Tvar savky byl optimalizován pro dosažení co největšího hydraulického výkonu. Vnitřní průřez savky je po délce proměnný, směrem k odtoku se rozšiřuje z kruhového průřezu D = 2,706 m až na obdélníkový průřez se zaoblenými rohy o rozměrech 4,795 3,58 m. Savka, trychtýřovitě se rozšiřující směrem k výtoku, má délku 8,45 m. Dodržení přesných rozměrů této části konstrukce výrazně ovlivňuje účinnost celé elektrárny. S ohledem na rozměr příčného průřezu a zkušenosti z minulých staveb vodních elektráren bylo pro rea lizaci bednění savky zvoleno klasické dřevěné bednění. Atypický tvar bednění byl navržen na základě podrobného statického výpočtu. Nosnou část bednění savky tvořily ramenáty z fošen o tloušťce 40 mm a plášť bednění byl zdvojený z prken o tloušťce 20 mm. Bednění bylo montážně rozděleno na segmenty (obr. 9). Ve směru podélné osy se jednalo o čtyři segmenty, které byly montážně ještě děleny po výšce na polovinu. Betonáž konstrukce savek byla provedena ve dvou záběrech. Nejprve byla vybetonována spodní část s vodorovnou pracovní spárou v polovině výšky a po montáži bednění horních částí a doplnění výztuže byla konstrukce savek dobetonována (obr. 10). Pro betonáž spodních částí savky byl s ohledem na kvalitní zpracování betonu pod nasazeným bedněním použit samoznutni- 13b 12 Obr. 11 Schematický podélný řez mostem Fig. 11 Schematic longitudinal section of the bridge Obr. 12 Příčný řez mostem Fig. 12 Cross section of the bridge Obr. 13 Mostní konstrukce: a) před převedením řeky, b) po dokončení Fig. 13 The bridge structure: a) before moving the river, b) after completion Obr. 14 Dokončené vodní dílo Želiezovce Fig. 14 Finished water dam Želiezovce Obr. 15 Letecký pohled na vodní dílo Želiezovce Fig. 15 Aerial view of the hydroelectric dam Želiezovce 6 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

9 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 14 telný beton C30/37. Bednění spodních částí savek bylo přikotveno k základovým konstrukcím pomocí závitových tyčí, čímž bylo zajištěno proti vztlakové síle vznikající při betonáži. MOST Podmínkou pro realizaci vodního díla bylo zajistit v daném místě dopravní propojení obou břehů řeky. Z těchto důvodů bylo přes vodní dílo navrženo a realizováno přemostění. Z pravého břehu vede komunikace přes konstrukci elektrárny na mostní objekt, který překlenuje biokoridor a jezová pole, a dále po koruně hráze na levý břeh. Mostní objekt je navržený jako čtyřpolový železobetonový deskový most (obr. 11). Jedná se o spojitý nosník se střechovitým podélným sklonem 0,5 % a jednostranným příčným sklonem 2,5 %. Nosnou konstrukci mostu tvoří monolitická železobetonová deska s proměnnou tloušťkou 0,715 až 1,05 m (obr. 12), která je pomocí elastomerových ložisek uložena na jezových pilířích a stěně budovy elektrárny. Rozpětí polí jsou 13, ,95 m. Délka nosné konstrukce je 55,3 m a šířka 15 6,6 m. Zajímavostí je kabelovod o šířce 0,95 m a hloubce 0,5 m, který technologicky spojuje jez s budovou elektrárny a je součástí nosné mostní konstrukce. Celá nosná konstrukce (obr. 13a,b) byla budována na pevné skruži, betonována byla v jednom pracovním záběru a je provedena z betonu pevnostní třídy C30/37-XD1, XF2. Monolitické římsy jsou z betonu pevnostní třídy C35/45- -XD3, XF4. HRÁZ A VODÁCKÝ SKLUZ V místě hráze byla nejprve realizována předhrázka z hrubého štěrku. Po převedení koryta přes vodní dílo byla vybudována sypaná hráz. V hutněném násypu stabilizační zóny hráze je umístěna podzemní těsnicí stěna, která je zavázána až do nepropustného podloží. Délka přehrazení je téměř 130 m. Sklon návodního i vzdušného svahu hráze je 1 : 2, šířka koruny hráze je 9,7 m. Po koruně hráze vede komunikace, která má šířku 5 m. Součástí objektu je i vodácký skluz, jehož konstrukci tvoří železobetonové koryto rozdělené do tří úseků spojených oddychovými bazény. ZÁVĚR Při výstavbě hlavních objektů vodního díla v meandru řeky Hronu byly minimalizovány zásahy do vodního toku po většinu doby výstavby. Zvolením optimální technologie bednění a betonáže konstrukce savek, kde se postupně mění průřez z kruhu na obdélník, byly dodrženy přesné rozměry jejich konstrukce, a tím byla i zajištěna plánovaná účinnost celé elektrárny. Výsledkem je vodní dílo, které zvyšuje bezpečnost přilehlého okolí při povodních a umožňuje energetické využití toku. Malá vodní elektrárna může zásobovat ekologicky čistou elektřinou cca 5 tisíc domácností. Investor MVE Želiezovce, s. r. o. Dodavatel stavební části Metrostav, a. s., divize 6 Dodavatel technologické části turbín Kössler GmbH & Co KG Generální projektant Vodotika, a. s. Doba realizace červenec 2014 až srpen 2016 Celkové množství použitého betonu m 3 Celkové množství zemních prací m 3 Délka protipovodňových hrází m Plocha podzemních těsnicích stěn m 2 Ing. Pavel Kasal, Ph.D. Metrostav, a. s., divize 6 kasal@metrostav.cz Ing. Branislav Antoš MVE Želiezovce, s. r. o. branislav.antos@ hydroenergia.sk Fotografie: 1, 15 Branislav Antoš, 2, 4, 5, 6, 9, 10, 13a,b Pavel Kasal, 14 Ladislav Tileš 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 7

10 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES REKONSTRUKCE VODNÍHO DÍLA KRUŽBERK RECONSTRUCTION OF KRUŽBERK WATER STRUCTURE 1 Josef Bezděk, Jiří Šafrata Vodní dílo Kružberk na řece Moravici bylo vybudováno v letech 1948 až Zadržuje až 35,5 mil. m 3 vody. Betonová hráz o délce 280 m prošla v letech 2015 až 2016 rekonstrukcí koruny hráze a jejího návodního líce. Kružberk water structure on the Moravice river was built between 1948 and It holds up to 35.5 millions m 3 of water. Concrete dam of length of 280 m has undergone reconstruction of the crown and upstream side in the years ROZDĚLENÍ PRACÍ PŘI REKONSTRUKCI Práce na vodním díle byly zahájeny v srpnu 2015 a v souvislosti s tím došlo i k uzavření komunikace procházející přes hráz. Jako první bylo nutné postavit konstrukce lešení, které sloužily pro pohyb pracovníků, zachycení případného padajícího stavebního materiálu nebo sutě a také pro volný pohyb osob obsluhujících vodní dílo. Celá rekonstrukce sestávala ze dvou etap. Nejprve byla provedena celková rekonstrukce koruny hráze, která spočívala v demolici stávající komunikace a chodníků s veškerými vrstvami a krajníky. Byly odstraněny nosné prvky koruny hráze, chodníkové konzoly, žebra a mosty. Součástí rekonstrukce bylo i nové odvodnění komunikace na hrázi. Vzhled koruny hráze a její parametry zůstaly zachovány v původní podobě, pouze povrch komunikace se změnil z žulové dlažby na asfaltový povrch. Osazeno bylo i nové betonové zábradlí, které si zachovává stejný architektonický ráz, je v něm však zabudováno LED osvětlení pro nasvícení chodníků na vzdušné straně hráze. Součástí byla i rekonstrukce strojoven vodního díla. Ve strojovnách na blocích č. 10 a 16 byly rekonstruovány vnitřní prostory, došlo k sanaci zdiva a podlah a byly provedeny nové malby stěn. Všechny strojovny byly rekonstruovány také z exteriéru: byla provedena sanace zdiva, oprava fasády a nová střecha. Strojovna návodních uzávěrů, která je situována mimo hráz ze strany od města Vítkova, také prošla obnovou. Došlo zde k sanaci železobetonových konstrukcí, opravě podlah a stěn včetně vnějšího odvodnění střechy a fasády. Další etapa zahrnovala sanaci návodního líce hráze. Nejnamáhanější pás betonu, který degradoval vlivem povětrnostních podmínek a kolísání hladiny vody v nádrži, byl odbourán do hloubky cca 100 mm a následně byla prove BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

11 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES dena jeho sanace stříkaným betonem. Renovace dilatačních spár byla provedena odstraněním těsnicích klínů, výměnou izolace a zainjektováním. LEŠENÍ Postup montáže lešení pro demoliční práce byl rozdělen na etapy. Konstrukce lešení na návodní straně hráze byla řešena jako lávka na konzolách procházející cca 3 m pod spodní hranou římsy. Lávka byla průběžná a pokračovala kolem strojovny č. 10, kde končila. Při realizaci další etapy dilatace 16 až 23 byla použita tatáž lávka, která byla demontována a přesunuta z polí 1 až 10. Konstrukce lešení pod mosty byly řešeny jako fasádní lešení kolem pilířů propojené příhradovou lávkou. Toto lešení rovněž sloužilo pro sanaci mostních pilířů a jako komunikační cesta při provádění úložných prahů mostů. DEMOLIČNÍ PRÁCE Po montážích lešení došlo k demoličním pracím. Jako první bylo odstraněno vozovkové souvrství a chodníky, poté bylo demontováno betonové zábradlí. Následovalo odstranění konzol na návodní i vzdušné straně hráze. Na návodní straně byly konzoly pro lepší demontáž příčně nařezány. Na vzdušné straně byla situace o něco složitější, protože konzola byla součástí žeber, která ji podpírala. Při zahájení prací bylo zjištěno, že žebra nejsou dostatečně vyztužena a hrozí nebezpečí jejich pádu. To bylo nepřípustné obzvláštně v úrovni nad strojovnami, proto se zvolil postup, při kterém byla suť zachytávána do závěsných van. Před započetím demolice mostů muselo dojít k přeložení transmisí segmentů, které musely být v provozu i po dobu realizace oprav. Přemostění bylo Obr. 1 Celkový pohled na rekonstruovanou hráz přehrady Kružberk Fig. 1 General view of the reconstructed Kružberk dam Obr. 2 Betonáž koruny hráze Fig. 2 Concreting the crown of the dam Obr. 3 Uložení mostních nosníků VSTI Fig. 3 Saving the bridge girders VSTI Obr. 4 Bednění říms Fig. 4 Formwork for cornices Obr. 5 Kompozitní výztuž na návodní straně hráze Fig. 5 Composite reinforcement on the upstream side of the dam realizováno pomocí HEB profilů. Mosty byly demolovány podélným naříznutím nosníků vždy po třech kusech a následně jako celek vyzvednuty pomocí jeřábu a transportovány nákladními automobily na skládku. Úložné prahy byly demolovány obdobně jako žebra na vzdušné straně hráze. Kvůli jejich nedostupnosti byl však použit demoliční robot Husquarna DXR 300, který byl na nedostupný prostřední pilíř přemístěn jeřábem a ovládal se dálkově. NOVÉ BETONOVÉ KONSTRUKCE Příprava pro betonářské práce byla započaty a ihned po dokončení demolice. Pro výstavbu nové koruny hráze bylo nutné na vzdušné straně namontovat lávky pro podepření bednění. Teprve poté mohlo dojít k montáži bednění žeber kolmých k ose hráze. Betonáže koruny hráze probíhaly ve třech etapách. Nejprve byla vybetonována žebra na vzdušné straně, poté probíhala betonáž koruny hráze a následně betonáž spádové vrstvy. Betonáže na mostních polích byly omezeny přístupem, veškerý těžší materiál, bednění a výztuž bylo nutné na místo dopravovat jeřábem. Než mohlo dojít k montáži bednění, musely se instalovat konzolové lávky kolem pilíře ze vzdušné strany a na nich podlaha v úrovni spodní hrany úložných prahů, která sloužila pro pohyb pracovníků okolo pilířů, ale hlavně jako bednění vysunuté části úložných prahů. Mostní nosníky VSTI byly uloženy na elastomerová ložiska a zaklopeny deskami Cetris, které sloužily jako ztracené bednění. Krajní VSTI nosníky byly při výrobě osazeny pouzdry pro uchycení bednění železobetonové desky, které později posloužilo jako bednění říms na mostech. 4 Po vybudování koruny hráze a mostních polí došlo ke zpřístupnění komunikace pro mechanizaci z obou přístupových stran a ulehčení koordinace prací. Římsy na koruně hráze a na mostních polích byly budovány ihned, jakmile to technologický postup dovolil. Bednění bylo montováno do pouzder, která zde byla umístěna už při betonáži koruny hráze. Betonáže římsy probíhaly v dilatačních celcích v závislosti na dokončování koruny hráze. Jako poslední byla prováděna montáž zábradlí, zemní práce na předpolích a pokládka živičných vrstev. Veškeré ostatní práce jako osazení nových nivelačních bodů v chodnících, výměna střešní krytiny, nové fasády a elektroinstalace probíhaly v koordinaci s prováděním nové monolitické konstrukce. Beton pro nové konstrukce byl dovážen z betonárny v Opavě, která je od Kružberka vzdálená 35 km, a doprava trvala až 50 min. Bylo proto třeba sledovat čas pro včasné uložení a zpracování čerstvého betonu. Nejpoužívanějšími betony pro rekonstrukci koruny hráze byl beton C30/37-XF3-S3 (cca m 3 ) a beton C25/30-XF1-S3 (cca 400 m 3 ). Sanace návodního líce betonové hráze Při sanaci návodního líce bylo v prvé řadě nutno namontovat konstrukce lešení kolem strojoven č. 10 a 16 a kolem pilířů přelivných bloků. Lešení bylo provedeno jako fasádní lešení na konzolách. Ostatní sanované plochy byly obsluhovány z lešení umístěného na ukotvených plovoucích pontonech. Nejprve bylo nutno odbourat degradovanou vrstvu betonu. Jednalo se o plochu probíhající přes celou délku hráze v pásu 4 m na výšku a v tloušťce 5 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 9

12 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 6a Obr. 6a,b Pohled na vzdušnou stranu hráze v průběhu betonáže Fig. 6a,b View to the airy side of the dam during the concreting 6b cca 100 mm. Tato odbouraná plocha byla otryskána vysokotlakým vodním paprskem a pomocí nerezových kotev na ní byla fixována kompozitní plošná výztuž s oky 100 x 100 mm a průměrem 8 mm. Reprofilace se provedla suchým stříkaným betonem. Sanace strojovny č. 10 a 16 a pilířů přelivných bloků byla provedena obdobně, jen pro vyztužení byla vzhledem k oblým tvarům plochy použita ocelová rohož, která byla kotvená kotvami z betonářské oceli. Aplikace stříkaných betonů byla prováděna z lešení stojícího na pontonech. Všude tam, kde by lešení na pontonech nebylo dostatečně prostorné, byla použita plošina (koš) zavěšená na jeřábu. Pro zabránění pádu suti, spadu stříkaného betonu a vody z omývání konstrukcí do vody nádrže byly do stěny hráze nainstalovány konzoly s připravenými žlaby, které při realizaci odváděly materiál do pontonů. Pro transport těchto odpadů dále na břeh byl použit jeden pracovní ponton vybavený elektromotorem. Sanace těsnicích klínů na dilatacích byla provedena betonáží po výškových etapách cca 3 m. Veškeré sanované plochy byly na závěr opatřeny nátěrem pro sjednocení vzhledu a ochranu betonových konstrukcí před agresivními vlivy prostředí. Pro sanaci návodní strany hráze byl navržen stříkaný beton C30/37-XF3. Pro dosažení maximální odolnosti povrchu betonové konstrukce v kontaktu s proměnnou výškou hladiny vody byla použita receptura s přídavkem mikrosiliky, která zvýšila odolnost betonu. Při nástřiku došlo také k snížení množství odraženého a nevyužitého materiálu, a tím také k zmenšení rizika možného znečistění vody. Předem byly provedeny zkoušky prokazující vlastnosti stříkaného betonu, jehož celkové použité množství bylo cca 300 m 3. ZÁVĚR Do konce letošního roku budou všechny plánované práce dokončeny. Po předání díla bude obnovená hráz sloužit další desítky let nejen k zadržování zdroje pitné vody, ale bude využívána jako místní komunikace a také jako atraktivní cíl pro turisty. Investor objektu Povodí Odry, s. p. Projektant RDS Pöyry Environment, a. s. Zhotovitel SMP CZ, a. s. Termín realizace červenec 2015 až prosinec 2016 Ing. Josef Bezděk SMP CZ, a. s. bezdek@smp.cz Ing. Jiří Šafrata, Ph.D. Betotech, s. r. o. jiri.safrata@betotech.cz 10 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

13 POTŘEBUJI ZRYCHLENÍ POČÁTEČNÍ PEVNOSTI PRO BRZKÉ ODBEDNĚNÍ I V ZIMNÍM OBDOBÍ. Výstavba při nízkých teplotách bývá často problematická zvláště v případě ukládání betonu, na jehož počátečních pevnostech závisí další procesy. Odborníci divize Master Builders Solutions společnosti BASF nabízí vhodné řešení, se kterým lze i v zimních podmínkách stavět spolehlivě podle plánu: Master X-Seed. Díky jedinečné technologii se docílí urychlení vývoje počátečních pevností mladého betonu a tím se kompenzuje vliv nízké teploty. Beton pak lze odbednit jako v normálních podmínkách. S Master X-Seed urychlíte Váš úspěch. Bližší informace naleznete na

14 SPRING STREET 2 SPEKTRUM SPECTRUM SKLAD POSYPOVÉ SOLI NA SPRING STREET V NEW YORKU 1 Na nábřeží řeky Hudson na Spring street v New Yorku byl v loňském roce zprovozněn sklad posypové soli. Připojil se k dalším 40 skladům ve městě, s nimiž má společnou funkci, ale na rozdíl od ostatních se jedná o mimořádné dílo veřejné stavby, které při procházce po nábřeží nelze minout bez povšimnutí. Tvar skladu je odrazem materiálu, který uchovává cca t posypové soli, a zároveň respektuje způsob užívání. Jako obří solný krystal s fazetovými plochami vyrůstá do výšky cca 21 m a jeho stěny se lámou napodobujíce tím přirozené úhly lomů solných krystalů 32º. Šikmý tvar střechy, která se svažuje z nejvyššího místa na West Street směrem do servisního dvora, vychází ze sypného úhlu soli ta při skladování také přirozeně nabývá svažující se polohu. Budova se současně zužuje, aby její půdorys co nejméně zasáhl prostor pro pěší. Způsob používání pohyb nákladních automobilů a dalších strojů při nakládání a vykládání velkých objemů soli se odrazil i do návrhu konstrukce. Tloušťka železobetonových stěn je cca 1,8 m a stěny jsou navíc v interiéru obloženy do výšky cca 3 m otěruodolnými ocelovými deskami, které jsou k betonu připevněny pomocí zapuštěných spojů a jsou vyměnitelné. Vrata, umožňující snadný vjezd a výjezd nákladních automobilů, jsou cca 10,5 m vysoká a 7,3 m široká. Přirozenou materiálovou volbou byl beton, který byl použit jak na nosnou konstrukci, tak v pohledové kvalitě na finální povrchy. Výsledkem je robustní stavba s dlouhou životností, která má předpoklady odolat skladovanému materiálu v průběhu života konstrukce. Tým, který navrhoval pohledový beton, úzce spolupracoval s dodavatelem betonu, aby společně vyladili návrh betonové směsi, bednění, dobu transportu na stavbu a způsob ukládání. Betonová směs obsahovala krystalizační přísadu, která redukuje permeabilitu betonu a chrání výztuž před korozí. Povrch výztužné oceli je navíc ce- 2 UPS PACKAGE DISTRIBUTION CENTER URBAN GLASS HOUSE 4 WASHINGTON STREET HOLLAND TUNNEL VENTILATION SHAFT ST. JOHN S CENTER 2 SALT SHED CANAL STREET 7 CANAL PARK 6 1 WEST STREET (NORTHBOUND) WEST STREET (SOUTHBOUND) GROUND FLOOR PLAN 0' 32' 64' 128' HUDSON RIVER 1 DSNY TRUCK ENTRANCE DSNY FUELING STATION 3 TRUCK RAMP TO DSNY PARKING 4 DSNY SMALL VEHICLE ENTRANCE 5 PRIMARY UPS ENTRANCE 6 SECONDARY UPS ENTRANCE 7 DSNY PERSONNEL LOBBY Obr. 1 Sklad posypové soli v plném provozu Obr. 2 Situace Obr. 3a až f Postup výstavby Obr. 4 Pohled z nábřeží řeky Hudson Obr. 5 Detail fasády z pohledového betonu Obr. 6a,b Denní a noční tvář skladu soli 12 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

15 SPEKTRUM SPECTRUM 3a 3b 3c 3d 3e 3f 5 lý opatřen epoxidovou pryskyřicí, která zajišťuje její dodatečnou ochranu. Do směsi byla přidána také struska, která přispěla k světlé barvě betonu a zároveň k jeho dočasnému modrému nádechu, který se v průběhu let, kdy budou stěny vystaveny působení slunečního záření, více přiblíží barvě soli. Pro dokonalé vyplnění všech míst v bednění a dosažení požadovaného hladkého povrchu byla použita směs samozhutnitelného betonu. Aby byl minimalizován vliv chloridů, je exteriér budovy ošetřen vodoodpuzujícím prostředkem, který současně slouží jako ochrana proti nežádoucímu znečištění. Bednění sestávalo ze standardního modulového bednicího systému pro svislé interiérové stěny budovy kombi no vaného s na zakázku vyrobeným systémem pro exteriérové fazetové stěny. Těleso skladu soli s krystalickými povrchy působí jako protiváha k průzračné, téměř průsvitné fasádě sousedních garáží. Hladký povrch a světlá barva betonu zdůrazňují tvar budovy, zatímco jeho přirozené barevné odstíny rezonují se solí skladovanou uvnitř. Stavba se stala ikonickým orientačním bodem na významné newyorské křižovatce. Ačkoliv projekty městské infrastruktury jsou často kontroverzní, místní obyvatelé přijali tento sklad a také sousední garáže 6a za své, oceňují jejich architektonické řešení a zejména jejich úspěšné začlenění do okolní zástavby. Architektonický návrh Spolupráce Projekt Generální dodavatel Dattner Architects WXY Architecture + Urban Design The Burns Group Oliveira Contracting, Inc. Fotografie: 1 Albert Vecerka/ESTO, 2 až 6 Field Condition Redakce děkuje architektonickému ateliéru Datter Architects za laskavé poskytnutí podkladů a fotografií. Připravila Lucie Šimečková, redakce 6b 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 13

16 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 1 MODERNIZACE VODNÍHO DÍLA NISA MODERNISATION OF THE NYSA RESERVOIR Václav Ryšavý V článku je popsána modernizace vodního díla Nisa na řece Kladská Nisa v Polsku, zejména rekon - strukce hrazeného korunového přelivu a výstav ba bezpečnostního přelivu. Cílem bylo odstranění rizika přelití hráze při povodňovém stavu a zvýšení protipovodňové ochrany regionu. The article aims to introduce the project of modernisation of the Nysa reservoir on the Nysa Kłodzka river in Poland, in particular the reconstruction of the service spillway with Tainter gates and the construction of an emergency spillway. The foremost goals of the project were to remove the risk of overtopping the dam and enhancement of flood control capability in the region. Niská přehrada je údolní nádrž, která vznikla v roce 1971 přehrazením řeky Kladská Nisa nad městem Nisa v Polsku. Jde o poslední ze čtyř vodních nádrží kaskády Kladské Nisy. Celkový objem vodní nádrže je 123,44 mil. m 3, z čehož 51,7 mil. m 3 je stálá povodňová rezerva v letním období. Povrch vodní nádrže je ha. U hrazeného korunového přelivu se nachází elektrárna se dvěma Kaplano vými turbínami o celkovém výkonu 4,8 MW. Normální průtok je 40 až 55 m 3 /s a nejvyšší přípustný průtok, který pojme koryto řeky bez ohrožení infrastruktury, je 150 m 3 /s. Hráz vodní nádrže má délku 5,25 km, výšku až 13,6 m a šířku v koruně 5 m. Hráz je zkonstruo vána jako sypaná; opevnění návodního líce je provedeno železobetonovými deskami, které zároveň chrání jílové těsnění u návodní paty hráze ve formě předloženého koberce. Základní funkcí vodní nádrže Nisa je protipovodňová ochrana a hospodaření s vodou v regionu. Mezi další funkce náleží např. energetické využití, ale vodní nádrž funguje také jako centrum rekreačních aktivit a rovněž nelze zanedbat ani význam ekologický. Vodní nádrž je domovem mnoha druhů ryb a zejména vodního ptactva, a proto je celá oblast zařazena do soustavy chráněných území Natura Při povodni v červenci 1997 byl průtok přes korunový přeliv 950 m 3 /s. Ukázalo se, že stav vodní nádrže a souvisejících BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

17 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES Obr. 1 Letecký pohled na vodní dílo Nisa Fig. 1 Aerial view of the Nysa reservoir Obr. 2 Pohled na zrekonstruovaný líc hráze, v pravé části nově postavená budova obsluhy vodního díla, v pozadí korunový přeliv Fig. 2 View of the reconstructed concrete slope protection; on the right there is the newly constructed control building, on the left the reconstructed service spillway Obr. 3 Pohled od vzdušné strany na objekt korunového přelivu po rekonstrukci Fig. 3 Downstream side of the newly reconstructed service spillway Obr. 4 Technické řešení spodní jímky hrazení pomocí ocelových kontejnerů opatřených rozpěrami a naplněných pytli s pískem Fig. 4 Technical solution of the downstream construction pit temporary levee made of containers fitted out with horizontal struts and filled with big bags of sand Obr. 5 Korunový přeliv část vlevo je již zrealizována, na dvou polích vpravo probíhá realizace Fig. 5 Service spillway the left side has been reconstructed, the right side is being reconstructed Obr. 6 Korunový přeliv řez Fig. 6 Service spillway cross section 6 objektů je nedostatečný, ohrožuje bezpečnost měst na Kladské Nise (zejména města Nisa) i měst položených dále na Odře (zejména Vratislav), a proto se modernizace vodního díla a souvisejícího zařízení ukázala jako nezbytná. Cílem projektu bylo odstranění rizika přelití hráze při povodňovém stavu a zvýšení protipovodňové ochrany regionu, primárně samotného údolí Kladské Nisy, sekundárně údolí Odry, do níž se Kladská Nisa vlévá. Dalším cílem bylo celkové zlepšení hospodaření s vodou soustavou nádrží kaskády Kladské Nisy a modernizace a rozšíření možnosti ovládání a monitorování vodního díla včetně výstavby a modernizace související infrastruktury. 4 ROZSAH MODERNIZACE Součástí modernizace byla v první řadě rekonstrukce hrazeného korunového přelivu a výstavba bezpečnostního přelivu. Dalšími objekty, které byly předmětem modernizace, byla oprava tělesa hráze včetně rekonstrukce železobetonových desek chránících návodní líc hráze v celé délce, rekonstrukce sítě drenáží, rekonstrukce dvou přečerpávacích stanic sloužících k přečerpávání srážkové vody a vody z průsaků do vodní nádrže, výstavba obslužných komunikací včetně silničního mostu, regulace úseku řeky před vtokem do vodní nádrže, výstavba hospodářského objektu, dodávka monitorovacího a řídicího systému a v neposlední řadě také výstavba objektu obsluhy vodního díla, který je umístěn v sousedství korunového přelivu a v němž jsou soustředěny veškeré údaje z nově instalovaných monitorovacích a řídicích systémů vodního díla a všech souvisejících objektů. V objektu jsou umístěny také 5 kanceláře, technické prostory a prostory k uskladnění člunů obsluhy vodního díla včetně zařízení umožňujícího spouštění člunů na vodu. KORUNOVÝ PŘELIV Hlavním a nejobtížnějším objektem byla přestavba hrazeného korunového přelivu o čtyřech polích o světlosti 13 m opatřených segmentovými uzávěry. Objekt nebyl vybaven spodní výpustí. Úkolem přestavby byla modernizace celého objektu. Byly vyrobeny a osazeny nové segmentové uzávěry výšky 6,8 m, stávající betonové konstrukce byly sanovány nebo nahrazeny a došlo zejména ke snížení a reprofilaci přelivné hrany. Nová přelivná plocha byla provedena z betonu C35/45 technologií torkretového (stříkaného) betonu mokrou metodou. Byly zhotoveny dvě spodní výpusti o rozměrech 4,3 7 m 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 15

18 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 7 a 4,05 7 m a nové ocelové provizorní hrazení. Podloží pod deskou na návodní straně bylo zpevněno metodou injektáže pod vodou. Na tomto objektu bylo pozoruhodné řešení hrazení jímky. Od horní vody byly pod vodou provedeny odvrty betonové desky a následně do vzniklého otvoru v desce byla pomocí jeřábu na pontonu zaberaněna štětová stěna. Od dolní vody bylo hrazení řešeno jiným způsobem do vody byly uloženy ocelové kontejnery opatřené rozpěrami a naplněné pytli s pískem. Práce byly realizovány ve dvou fázích, vždy po dvou polích, aby byla zajištěna funkčnost objektu po celou dobu realizace. Na období realizace bylo demontováno turbosoustrojí vodní elektrárny. Vzniklý otvor tak bylo možné používat jako spodní výpust, což zvýšilo bezpečnost objektu v průběhu výstavby. Další důležitou součástí byla demolice původního betonového mostu a lávky a výstavba nové ocelové lávky a ocelobetonového mostu. V tělese hráze u objektu korunového přelivu vznikla opěrná stěna, pod níž byl postaven objekt pro rozvodnu a trafostanice. BEZPEČNOSTNÍ PŘELIV Hrazený bezpečnostní přeliv byl postaven jako klapkový jez o pěti polích, každé z nich o světlosti 32 m. Každý z pěti klapkových uzávěrů má maximální spád hladiny 2,45 m a je vybaven dvěma hydraulickými přímočarými motory, které jej zvedají a spouští. Oba hydromotory pracují simultánně a jsou ovládány dálkově. Systém je navržen tak, aby v případě havárie jednoho z hydromotorů stačil ke zdvižení a sklopení klapky pouze jeden z nich. V případě havárie dálkového ovládání lze klapku ovládat i přímo ze strojovny bezpečnostního přelivu. Klapky je možné zvedat a spouštět nezávisle na sobě, ale každý klapkový uzávěr je možné aretovat pouze v jedné z krajních poloh plně otevřený nebo plně uzavřený. Výstavba bezpečnostního přelivu probíhala tak, že jako první byla postavena štětová stěna, následně uvnitř štětové stěny odtěžením m 3 tělesa hráze vznikla stavební jímka. Že lezobetonová spodní stavba jezového prahu je tloušťky 2,6 až 4,4 m a je z hydrotechnického betonu C35/45- -XC4, XF3, XM3 vyztuženého ocelovými pruty AIIIN B500SP. V betonové konstrukci jsou umístěny ocelové prvky sloužící jako kotvení pro podpůrné prvky klapkových uzávěrů, upevnění ložisek klapek a tvořící otvory pro usazení provizorního hrazení. Pilíře tvoří nosnou konstrukci silničního mostu na vzdušní straně a společně se základovou deskou tvoří jeden monolitický celek. Uvnitř tělesa pilířů se nacházejí strojovny s hydraulickým pohonem uzávěrů. Pilíře jsou zakryty železobetonovými stropními deskami, na nichž jsou postaveny zděné pilířové nástavce. Ve stropě pilířových nástavců jsou zakryté montážní otvory umožňující přístup jeřábu. Všechny pilíře jsou vybaveny ventilací, která je schopna zajistit výměnu vzduchu i ve spodních patrech strojoven. Ve strojovnách jsou instalována čerpadla k případnému odčerpání vody z průsaků nebo jiných zdrojů. Celý objekt bezpečnostního přelivu je svisle dilatován v ose pilířů. Vývar je tvořen železobetonovou deskou tloušťky 1 m zakončenou štětovou stěnou, která brání filtraci pod bezpečnostím přelivem a zejména průsakům od vzdušné strany, a tím před podmýváním a případným porušením konstrukce ztrátou stability. Obr. 7 Řez bezpečnostním přelivem Fig. 7 Emergency spillway cross section Obr. 8 Příprava výztuže břehového pilíře bezpečnostního přelivu; v pozadí je vidět oblast, která je uvnitř hráze vodní nádrže, ale za normální stavu hladiny je na suchu a tvoří stálou povodňovou rezervu Fig. 8 Reinforcement steel being installed; area in the background is inside the dam but in normal conditions above the water level Obr. 9 Bezpečnostní přeliv pohled na osazený klapkový uzávěr a na vyzděný pilířový nástavec před montáží zateplení a titanzinkové fasády Fig. 9 Emergency spillway view of the newly installed weir gate and the brick pier building before installation of insulation and titanium zinc cladding Obr. 10 Pohled na bezpečnostní přeliv od vzdušné strany; v popředí objekt rybího přechodu, který nebyl realizován v rámci modernizace vodního díla, nýbrž paralelně stejným investorem a jiným dodavatelem Fig. 10 View of the emergency spillway from the downstream side; new fish pass in the foreground has been constructed by the same investor, but different contractor Investor Správce stavby Dodavatel Projektant Celková cena provedených prací RZGW Wrocław (Regionální úřad vodního hospodářství ve Vratislavi) Ekocentrum Sp. z o. o., později sdružení Inko Consulting Sp. z o. o. a MP-Mosty Sp. z o. o. Sdružení Hydrobudowa Gdańsk S.A., Metrostav, a. s., Bilfinger Berger S.A., poz ději sdružení PORR Polska Infrastructure S.A., Metrostav, a. s. Sweco Hydroprojekt Kraków Sp. z o. o. v přepočtu téměř 1,3 mld. Kč vč. DPH Zahájení prací 31. ledna 2013 Ukončení prací 5. května BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

19 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 8 9 K břehovým pilířům přiléhají břehová křídla, která jsou tvořena štětovou stěnou zčásti zakrytou betonovým pláštěm a zčásti zasypanou štěrkopískem a zajištěnou kamenným záhozem. Bezpečnostní přeliv je vybaven provizorním hrazením, jímž lze zahradit jedno pole v případě oprav nebo údržby. Lze ale očekávat, že na většinu oprav a úkonů údržby nebude provizorního hrazení třeba celý objekt se za normálního stavu hladiny ve vodní nádrži nachází na suchu (2 m nad hladinou vodní nádrže) a voda k bezpečnostnímu přelivu vystoupá pouze v případě povodňového nebezpečí. Je třeba zdůraznit, že v současné době je bezpečnostní přeliv určen pouze jako poslední ochrana před přelitím sypané hráze. Je to proto, že odpadní koryto, které má odvádět případnou vodu od bezpečnostního přelivu, se zatím nachází ve fázi projektu a není jisté, zda se investorovi podaří v nejbližších letech zajistit financování tohoto projektu. Plánované koryto by mělo obkroužit město Nisa z jihu a k řece Nise se připojit až za městem. Za současného stavu by při přepadu vody přes bezpečností přeliv došlo k rozlití vody do polí a ohrožení zalitím jižní části města Nisa a okolních vesnic. Vzhledem k faktu, že výstavba odpadního koryta je prozatím odložena, byl prostor bezprostředně za vývarem zajištěn gabionovou matrací na celé šířce přelivu. Přes bezpečnostní přeliv vede nový ocelobetonový most o délce 183,35 m a šířce 10,3 m. Ten funguje také jako jediná komunikace mezi jednotlivými pilíři přelivu, neboť v tělese objektu není jezová chodba. ZÁVĚR Při modernizaci vodního díla Nisa si mezi mnoha postavenými a rekonstruovanými objekty zvláštní pozornost zaslouží dva vodohospodářské objekty: rekonstrukce korunového přelivu spolu s výstavbou spodních výpustí, nového mostu a lávky a bezpečnostní přeliv s pohyblivými uzávěry, vývarem a mostem. Náročnost spočívala v koordinaci prací, protože objekt musel být plně funkční po celé období výstavby. Zároveň s probíhajícími stavebními pracemi provozovatel vodní elektrárny realizoval práce spojené s modernizací elektrárny a současně bylo třeba zajistit, aby mohli zaměstnanci investora ovládat, kolik se přes objekt vypouští vody z vodní nádrže do Kladské Nisy. Celá situace se ještě zkomplikovala ve chvíli, kdy investor začal silami dalšího dodavatele realizovat rybí přechod, čímž odřízl na dlouhé týdny některé příjezdové komunikace na stavbu. Zmodernizované vodní dílo nyní lépe plní svou funkci a spolu s dalšími vodními nádržemi kaskády zajišťuje bezpečnost města Nisa i dalších měst položených na řekách Kladská Nisa a Odra. Dalším krokem ke zvýšení zajištění regionu před ohrožením povodní bude výstavba odpadního koryta, které bude odvádět vodu od bezpečnostního přelivu. Ing. Václav Ryšavý Metrostav, a. s. vaclav.rysavy@metrostav.cz Fotografie: 1 PORR Polska Infrastructure S.A., 2 až 5, 8 až 10 archiv společnosti Metrostav 10 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 17

20 SPEKTRUM SPECTRUM ROZŠÍŘENÍ PANAMSKÉHO PRŮPLAVU Aqua Clara Locks V červnu 2016 byl rozšířen Panamský průplav a tím byla výrazně změněna organizace mezinárodní námořní dopravy. Panamský námořní průplav spojující Atlantský a Tichý oceán byl budován v letech 1880 až 1889 Francouzi a následně v letech 1901 až 1914 Američany. Do konce roku 1999 byly průplav a pás území šířky cca 9,5 km na obou jeho březích výsostným územím Spojených států amerických. Cocoli Locks SYSTÉM PRŮPLAVU Průplav je dlouhý 81,6 km, široký 150 až 305 m a do června 2016 měl tři zdymadla, z toho dvě na tichomořské a jedno na atlantské straně. Průchod skrz průplav začíná na obou stranách právě vplutím do zdymadla, v kterém jsou lodě vyzdviženy o cca 30 m nad hladinu moře, aby mohly většinu cesty plout po hladině jezera Gatún, které tvoří základ této panamerické námořní vodní cesty. V poslední době již kapacita Panamského průplavu nedostačovala potřebám mezinárodní námořní dopravy a v podstatě ji rozdělovala na dvě úrovně. První skupinu zvanou Panamax tvořily lodě s maximální délkou 294,3 m a šířkou 32,3 m schopné proplout 82km průplav v čase cca 12 až 15 h. Druhá skupina, větší lodě zvané New Panamax či Post-Panamax, musela obeplout celou Jižní Ameriku nebo použít Suezský průplav. ROZŠÍŘENÍ PRŮPLAVU Současný vlastník průplavu stát Panama se na základě referenda z 22. října 2a rozhodl toto vodní dílo rozšířit. Na atlantské i pacifické straně průplavu byl vybudován nový systém trojkomorových zdymadel, která svou velikostí vyhovují již 96 % současných námořních lodí. Zdymadla Agua Clara Locks u Atlantiku a Cocoli Locks u Pacifiku jsou tvořena třemi navazujícími plavebními komorami, z nichž každá je 427 m dlouhá, 55 m široká a 33 m hluboká. Voda je do nich napouštěna z jezera Gatún a pro usnadnění provozu byly v bezprostřední blízkosti vybudovány zásobovací nádrže, které díky moderním technologiím umožňují 60% úsporu vody zatímco během jednotlivého průplavu bylo dříve zapotřebí 500 milionů l vody, nový systém spotřebuje jen 200 milionů l. 2c FAKTA Z VÝSTAVBY Výstavba rozšíření průplavu začala 3. září 2007, kdy tisíce obyvatel Panamy sledovaly první odtěžení zeminy. Za celou dobu výstavby se na atlantské straně (ať již na povrchu či pod hladinou vody) odtěžilo 17,9 milionů m 3 zeminy, na pacifické straně to bylo 8,7 milionů m 3. Při výstavbě zdymadel bylo použito 4,4 milionů m 3 betonu a 192 tisíc t ocelové výztuže. Beton byl vyráběn ve čtyřech betonárnách (dvě betonárny byly na atlantské, dvě na pacifické straně), které byly po celou dobu výstavby v provozu nepřetržitě. Jako kamenivo byl použit čedič vytěžený při rozšiřování dna přístupové plavební cesty od Pacifiku. V červnu 2012 byla dokončena první 2b 18 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

21 SPEKTRUM SPECTRUM 3 Obr. 1 Schéma Panamského průplavu Obr. 2a,b,c Postup výstavby Agua Clara Locks (zdymadlo na staně Atlantiku); při výstavbě bylo v provozu 70 jeřábů Obr. 3 Při výstavbě bylo sestaveno bednění o celkové ploše 2,2 milionu m 2 Obr. 4 Cocoli Locks (zdymadlo na straně Pacifiku) za plného provozu monolitická konstrukce vrchní plavební komory na pacifické straně o výšce 33,84 m, šířce 7,5 m a délce 27 m. Její součástí je také hlavní propust o šířce 8,3 m a výšce 6,5 m a vedlejší propust s rozměry 6,5 6,5 m. Takovýchto konstrukcí bylo při rozšířování průplavu vybudováno celkem 46. Z Itálie bylo převezeno 16 gigantických ocelových bran, z nichž každá vá ží v prů - měru 3,4 tisíce t. Ta největší má výš ku 33,04 m, šířku 10 m a délku 58 m. Oproti původním zdymadlům jsou nové brány umístěny v betonových výklen cích, vysunují se kolmo k středové ose pla vební komory a jsou schopny otevřít a zavřít plavební komoru pouze za 5 min. 4 SYSTÉM BEDNĚNÍ Bednění a pracovní lešení bylo mezi roky 2011 a 2014 do Panamy zasláno z Německa celkem v přepravních kontejnerech. Na této stavbě byl použit jednostranný překládaný konzolový systém SCS 250, který pomocí vozíkové dráhy umožňuje odsunutí bednění bez pomoci jeřábu až o 620 mm. Použito bylo také modulové armovací lešení Peri UP Rosett. V různých úsecích projektu byly konzoly kombinovány s flexibilním nosníkovým stěnovým bedněním Vario a panely rámového bednění Trio. ZÁVĚR První lodí, která 26. června 2016 proplula novými zdymadly, byl čínský námořní gigant COSCO Shipping Panama (pojmenovaný speciálně pro tuto událost) o délce 300 m a šířce téměř 50 m; na palubě převážel 10 tisíc kontejnerů. Ma ximální kapacita lodi, která v současnosti může průplav využít, je až 14 tisíc kontejnerů, zatímco dosavadní Pana max lodě jich mohly převážet pouze 4,4 tisíce. Vlastník Panama Canal Authority od zvýšení přepravní kapacity průplavu očekává také dvojnásobný nárůst dosavadních tržeb na celkovou hodnotu 5 miliard amerických dolarů ročně. Pomoci tomu může i rozhodnutí společnosti 2M Alliance (vlastník značky Maersk a Mediterranean Shipping Co.), která v červenci 2016 oznámila přesměrování plavební cesty svých lodí mezi Asií a východním pobřežím U.S.A. nově budou používat právě Panamský průplav. Generální dodavatel konsorcium Grupo Unidos por el Canal: Sacyr Vallehermoso S.A. (Španělsko), Impregilo S.p.A. (Itálie), Jan de Nul n.v. (Belgie), Constructora Urbana, S.A. (Panama) Dodavatel bednění Peri Výstavba 2007 až 2016 Náklady 4,7 miliard eur Redakce děkuje společnostem Canal de Panamá a PERI za laskavé poskytnutí podkladů. Fotografie: 1, 2, 4 archiv společnosti Canal de Panamá, 3 archiv společnosti PERI Připravila Barbora Sedlářová, redakce RFEM 5 RSTAB 8 ZKUŠEBNÍ VERZE ZDARMA NA Statika, která Vás bude bavit! Firemní prezentace Dlubal Software s.r.o. 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 19

22 SPEKTRUM SPECTRUM VODNÍ ELEKTRÁRNA MUSKRAT FALLS 3a 3b 4 Vodní elektrárna Muskrat Falls vzniká na dolním toku řeky Churchill v kanadské provincii Labrador a po svém spuštění do provozu bude dodávat energii do oblastí Newfoundland a Labrador. Doslova gigantický projekt zahrnuje stavbu vlastní elektrárny se čtyřmi Kaplanovými turbínami o výkonech 206 MW, centrální přehrady, dvou podpůrných nádrží a navazujících technických staveb. Signifikantním znakem elektrárny je šest masivních sloupů, mezi kterými vznikne pětice přelivů zabraňujících zaplavení. Projekt takového rozsahu vyžaduje řešení šitá na míru i okamžité reakce na rapidně se měnící počasí. V extrémním chladu je třeba zahřívat bednění i jednotlivé komponenty, které rychle chladnou. Kvůli nízkým teplotám a intenzivnímu sněžení, které zde běžně trvá od září do června, není možné na stavbě skladovat materiál a kompletovat jednotlivé komponenty. Např. celky bednění jsou předmontovávány a dopravovány z nejbližšího možného místa, které však je až v Torontu vzdáleném km. Logistika a precizní plánování veškerých prací je tedy pro tento projekt absolutně zásadní. Při betonáži je nutné dbát na přesné spoje jednotlivých celků i návaznosti betonu s ocelovými komponenty konstrukce, aby se zamezilo vymílání a otěru proudící vodou. Kovové části je navíc nutné osadit v rámci betonáže, a tak jsou celky bednění dle možností a potřeby upravovány na míru každému jednotlivému záběru. Na stavbě je nasazeno široké portfolio různých bednicích systémů. Největší část stavby je realizovaná pomocí velkoplošného bednění Top 50 osazeného na jednostranné přehradní bednění D22. Tato kombinace umožňuje díky průběžnému nastavování sklonů bednicích celků rea lizovat i asymetrické konstrukce, což je právě u tohoto projektu jednoznačnou výhodou. Také stropní desky, jejichž tloušťka dosahuje místy až 4 m, byly formovány pomocí velkoplošného bednění Top 50 podepřeného nosnými věžemi Staxo 100. Na stavbě je použito přes m 2 velkoplošného bednění, k jehož bezpečné obsluze slouží téměř pracovních plošin systému Xsafe plus. Pro sledování betonáže je zde nasa BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

23 AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS Obr. 1 Pohled na staveniště v srpnu 2016 Obr. 2 Betonáž šesti masivních sloupů, mezi kterými vznikne pětice přelivů zabraňujících zaplavení Obr. 3a,b Pro bezpečnost stavebních čet bylo nasazeno více než pracovních plošin Obr. 4 Po svém dokončení bude přehrada zásobovat energií dvě přilehlé provincie zen systém Concremote, který umožňuje sledovat v reálném čase teplotní křivku betonu, a tím analyzovat jeho tuhnutí. Zvlášť v takto extrémních klimatických podmínkách je nasazení tohoto systému výrazným přínosem, a to nejen z hlediska rychlosti výstavby, ale také z hlediska kvality finálního díla. Díky přesnému sledování zrání betonu je totiž možné sledovat napětí způsobené teplotními rozdíly a omezit tak vznik neplánovaných trhlin. Systém Concremote je v současné době nasazen na desítkách staveb po celém světě, ale vodní elektrárna Muskrat Falls je jednoznačně největším projektem. Vodní elektrárna je navržena tak, aby splňovala přísné požadavky na udržitelnost životního prostředí. Stavba tak byla certifikována LEED (Leadership in Energy and Environmental Design), což znamená nejen nároky na ekologický provoz, ale i na šetrnou výstavbu. Po svém dokončení bude mít elektrárna výkon 824 MW a uvedení do provozu navíc umožní uzavření místní uhelné elektrárny, což představuje významný krok směrem k udržitelné ochraně životního prostředí. Developer Realizace Dodavatel bednění Nalcor Energy Astaldi Canada Doka Radek Syka Česká Doka bednicí technika, spol. s r. o. radek.syka@doka.com Fotografie: 1 archiv Nalcor Energy (převzato z videa Muskrat Falls Spillway and Powerhouse, August 2016), 2 až 4 archiv Doka TP ČBS 05 MODUL PRUŽNOSTI BETONU σ E 1 Česká betonářská společnost ČSSI V listopadu letošního roku vydala Čes ká betonářská společnost publikaci TP ČBS 05 Modul pružnosti betonu. Z předmluvy: Modul pružnosti je základní charakteristikou popisující souvislost mezi napětím betonu a jeho deformací. Výstavba neustále štíhlejších a úspornějších konstrukcí na straně jedné a zvyšování pevností betonu včetně změn v jeho technologii na straně druhé vedou k nutnosti nastavení podrobnějších pravidel, jak s modulem pružnosti nakládat. Tato publikace se proto věnuje několika oblastem, ve kterých situace není v současné době definována, nebo je nejasná. Cílem je poskytnout podklad, který srozumitelně vymezí, co se pod pojmem modul pružnosti betonu rozumí, jak se určí, jak se kontroluje a jaké tolerance lze považovat za přípustné. [ ] Publikace je určena pro výrobce betonu, zkušební laboratoře, projektanty, dodavatele i investory. Jejím cílem není zavádění dalších předpisů a komplikování procesu výstavby, ale upozornění na přirozený rozptyl vlastností betonu a doporučení postupu tak, aby během výstavby nedocházelo k nedorozuměním mezi jednotlivými účastníky. Přínosem publikace je především návrh pravidel pro specifikaci a vyhodnocování zkoušek modulu ε TP 05 Technická pravidla ČBS 05 MODUL PRUŽNOSTI BETONU 2016 Obsah: Předmluva 1 Zkratky 2 Definice 3 Modul pružnosti betonu ve statických výpočtech 3.1 Modul pružnosti obecné souvislosti 3.2 Vliv modulu pružnosti na působení stavebních konstrukcí 3.3 Modul pružnosti v návrhových předpisech 4 Zkoušení modulu pružnosti 4.1 Metody zjišťování modulu pružnosti E 4.2 Rozdělení metod 4.3 Stanovení statického modulu pružnosti v tlaku podle ČSN ISO [14] 4.4 Rozdílné výsledky zkoušek stejných betonů v různých laboratořích 5 Modul pružnosti versus pevnostní třída betonu 5.1 Variabilita výsledků zkoušek z jednoho pracoviště 5.2 Variabilita výsledků zkoušek betonů z několika různých betonáren a laboratoří 6 Stanovení kritérií shody, je-li modul definován ve specifikaci betonu 6.1 Průkazní zkoušky modulu pružnosti 6.2 Kontrolní zkoušky 7 Specifikace modulu pružnosti 7.1 Příklad specifikace betonu bez předepsané hodnoty modulu pružnosti 7.2 Příklad specifikace betonu včetně předepsané hodnoty modulu pružnosti 7.3 Příklad specifikace betonu včetně modulu pružnosti pro 90 dní 8 Závěr a doporučení 8.1 Návrh konstrukce 8.2 Specifikace betonu 8.3 Zkoušení modulu pružnosti 9 Literatura pružnosti při respektování současných normových postupů jak pro návrh konstrukce, tak i pro zkoušení modulu pružnosti. Zájemci si mohou tuto publikaci zakoupit přímo v sídle ČBS na adrese Samcova 1, Praha 1 nebo objednat na u cbsbeton@cbsbeton.eu Firemní prezentace JORDAHL & PFEIFER Stavební technika, s.r.o. PENTAFLEX ETA & CE TĚSNICÍ PRVKY PRO BÍLÉ VANY Certifikovaný komplexní systém těsnicích prvků PENTAFLEX se zaručenou funkční životností 50 let. Garantovaná těsnost spár do 2,0 bar (testováno dle ETA na 5,0 bar). V souladu s novou směrnicí ČBS TP /2016 technologie konstrukce sanace BETON 21

24 AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS 23. BETONÁŘSKÉ DNY V LITOMYŠLI Významné setkání odborníků v oblasti betonu Betonářské dny se letos v Litomyšli uskutečnilo ve dnech 30. listopadu a 1. prosince. Po úvodním slovu předsedy České betonářské společnosti Jiřího Kolíska byla jmenována čestnou členkou ČBS ČSSI děkanka FSv ČVUT v Praze profesorka Alena Kohoutková. Odborný program přednášek, jež byly prezentovány ve dvou sálech Evropského školicího centra, začal vyzvaným příspěvkem profesora Eugena Brühwilera s názvem Structural UHPFRC to Strengthen Existing and Build New Structures, v kterém přednášející na příkladu modernizace stávajícího viaduktu Chillon u Ženevského jezera a nové lávky pro pěší Martinet v švýcarském Lausanne demonstroval výhody ultra vysokohodnotného betonu a pro jeho složení, vlastnosti a velký potenciál s nadsázkou nazval současnou dobu postbetonovou! Druhou vyzvanou přednášku s názvem Statické schéma a jeho vliv na spolehlivost konstrukce včetně příkladů havarovaných konstrukcí přednesl Miloš Zich. Během dvou dnů bylo prezentováno cca 40 odborných přednášek rozdělených do sekcí Mosty, Navrhování a tunely, Zahraniční přednášky, Výzkum, Ultra vysokohodnotný beton a Pokrokové konstrukce a rekonstrukce. Litomyšlský zámek s Evropským školicím centrem na reologické vlastnosti betonu prezentoval přítomným její autor Vojtěch Kolínský. Po celou dobu konference bylo v hlavním přednáškovém sále vystaveno 41 posterů, na kterých byly představeny zajímavé české, slovenské a zahraniční projekty zabývající se mimo jiné tématem vláknobetonu a UHPC. Součástí konference byla také výstava Beton 2016, kde se prezentovalo 21 firem působících na trhu betonového stavebnictví. Organizátorům, zejm. Petře Johové a Jiřímu Víchovi, jenž Profesor Eugen Brühwiler při vyzvané přednášce Velký přednáškový sál Malý přednáškový sál Gratulace Jiřímu Víchovi Smíšený pěvecký sbor Kos v chrámu Nalezení sv. Kříže Exhibice v ping-pongu na stole z UHPC Vojtěch Kolínský autor vítězné disertační práce Během konference byl vyhrazen prostor také na ocenění zdařilých konstrukcí či staveb s významným podílem konstrukčního betonu realizovaných v letech 2011 až Dvanáctičlenná odborná porota v čele s předsedou profesorem Vladimírem Benkem vybírala nejlepší stavby ze sedmi přihlášených v kategorii Budovy, z osmi v kategorii Mosty a ze čtyř v kategorii Tunely a ostatní inženýrské stavby. Výsledky soutěže Vynikající betonová konstrukce 2016 uvádíme v tab. 1. Česká betonářská společnost ve spolupráci se Svazem výrobců betonu ČR nezapomněla ani na ocenění studentů a jejich bakalářských, diplomových a disertačních prací z oblasti betonu. Autory a závěrečné práce, které vybrala táž porota jako nejlepší, uvádíme v tab. 2. Vítěznou disertační práci s názvem Analýza obloukového mostu se zaměřením v letošním roce oslavil kulaté narozeniny, patří obrovský dík nejen za zajištění odborného programu, ale také za obstarání nezapomenutelného společenského večera. Účastníci konference si užili bílou pokrývkou sněhu ozdobený večer díky komentované prohlídce chrámu Nalezení sv. Kříže včetně koncertu smíšeného pěveckého sboru Kos Pedagogické školy Litomyšl. Po prohlídce ještě následovala v hlavním přednáškovém sále exhibice bývalých reprezentantů v ping-pongu zajištěná společností Českomoravský beton. Legendy českého stolního tenisu Milan Orlowski a Jindřich Panský svůj zápas na Betonářských dnech hráli na pingpongovém stole vyrobeném z tenkostěnných prvků z UHPC (článek o tomto stole byl uveřejněn v Beton TKS 5/2016, pozn. red.) Děkujeme ČBS za organizaci letošních betonářských dnů a již nyní se těšíme na 24. Betonářské dny v příštím roce. 22 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

25 AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS Tab. 1 Vynikající betonová konstrukce 2016 Kat. Název stavby Vyhodnocení Zdůvodnění Investor / Architekt / Projektant / Dodavatel betonové konstrukce Budovy Mosty Tunely a ostatní inženýrské stavby Mezinárodní výzkumné centrum ELI SONO Centrum Nové divadlo v Plzni River Garden Office II/III SO 221 Most na cyklistické stezce Ostravská přes dálnici a silnici I/67 Lávka přes Labe v Čelákovicích Lávka pro pěší z UHPC přes Opatovický kanál Lávka přes Svratku ev. č. BM 756 v lokalitě Hněvkovského Stanice Nádraží Veleslavín, V. provozní úsek trasy metra A Stanice Nemocnice Motol, V. provozní úsek trasy metra A Vynikající betonová konstrukce Vynikající betonová konstrukce Čestné uznání Čestné uznání Vynikající betonová konstrukce Vynikající betonová konstrukce Čestné uznání Čestné uznání Vynikající betonová konstrukce Čestné uznání Za realizaci objektu s mimořádně vysokými nároky na parametry čerstvého i ztvrdlého betonu a konstrukce z něj vyrobených. Za návrh a realizaci mimořádně tvarově a konstrukčně náročné betonové stavby. Za realizaci stavby divadla s velkou plochou pohledových betonů zhotovených z SCC a probarveného SCC. Za celkové řešení objektu založeného na břehu řeky a to včetně smršťování, dilatací a změn svislého nosného systému v některých podlažích. Za elegantní řešení zavěšené půdorysně zakřivené lávky. Za inovativní použití UHPC na mostovku zavěšené lávky pro pěší a cyklisty s rozpětím hlavního pole 156 m. Za netradiční řešení lávky vyrobené jako jeden subtilní prefabrikovaný prvek z UHPC. Za řešení lávky s nosným obloukem (bez vnitřních podpor) s ohledem na stoletou vodu. Za realizaci výjimečně náročné ražené trojlodní stanice metra se čtyřmi horizontálními úrovněmi: nástupištěm, vestibulem metra, podchodem a úrovní terénu. Za návrh, výrobu a montáž stropní konstrukce stanice metra Motol pomocí prefabrikovaných předepnutých střešních tvarově náročných nosníků ve stísněném prostoru staveniště. Fyzikální ústav Akademie věd České republiky, v. v. i. / Bogle Architects, s. r. o. / Němec Polák, spol. s r. o. / Metrostav, a. s., divize 6 Sono Records, s. r. o. / / Hladík a Chalivopulos, s. r. o. / BRESTT, s. r. o. Statutární město Plzeň / Vladimír Kružík, Petr Jileček, Helika INGEM / Vladimír Kružík, Petr Jileček, Helika INGEM / TBG Plzeň Transportbeton, s. r. o. Riga Office East, s. r. o. / Schindler Seko Architekti, s. r. o. / VIN Consult, s. r. o. / PSJ, a. s., Divize Kapacity Město Bohumín / Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. / Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. / Skanska, a. s., divize Silniční stavitelství, závod Mosty Město Čelákovice / KMS Architects, spol. s r. o. / Pontex, s. r. o. / Metrostav, a. s., divize 5 Obec Čeperka / / Pontex, s. r. o. / Skanska, a. s. Statutární město Brno, Brněnské komunikace, a. s. / Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. / Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. / Firesta Fišer, rekonstrukce, stavby, a. s. Dopravní podnik hl. m. Prahy, a. s. / Ing. arch. Hana Vermachová, Ing. arch. Lukáš Jedlička, Metroprojekt Praha, a. s. / Ing. Eliška Bačuvčíková, Metroprojekt Praha, a. s. / S u b t e r r a, a.s. Dopravní podnik hl. m. Prahy, a. s. / Ing. arch. Pavel Sýs, Metroprojekt Praha, a. s. / Ing. Petr Chaura, Ing. Vítězslav Hansl, Metroprojekt Praha, a. s. / Hochtief CZ, a. s., závod prefabrikovaných konstrukcí Planá nad Lužnicí Mezinárodní výzkumné centrum ELI SONO Centrum Stanice Nádraží Veleslavín, V. provozní úsek trasy metra A SO 221 Most na cyklistické stezce Ostravská přes dálnici a silnici I/67 Lávka přes Labe v Čelákovicích Tab. 2 Vynikající studentské práce 2016 Bakalářské práce Diplomové práce Disertační práce Kategorie Vyhodnocení Autor Název práce Inženýrské konstrukce Vynikající bakalářská práce Bc. Lukáš Boháček, FSv ČVUT v Praze Silniční most přes řeku Jizeru v Mladé Boleslavi Vynikající bakalářská práce Bc. Marek Lokvenc, FSv ČVUT v Praze Požární řešení sportovní haly v Záběhlicích Budovy Numerická analýza trhlin železobetonových prvků namáhaných ohybovým Zvláštní cena Bc. Jakub Holan, FSv ČVUT v Praze momentem a normálovou silou Technologie Zvláštní cena Ing. Jakub Řepka, FSv ČVUT v Praze Vylehčené fasádní panely z textilem vyztuženého betonu betonu Zvláštní cena Ing. Michal Kudela, FAST VŠB-TU Ostrava Vliv teploty stříkaného betonu a urychlovače tuhnutí na vývoj jeho pevnosti Inženýrské Vynikající diplomová práce Ing. Karel Zlatuška, FAST VUT v Brně Lávka přes Berounku konstrukce Vynikající diplomová práce Ing. Ondřej Matoušek, FSv ČVUT v Praze Návrh přemostění Dunaje na dálničním obchvatu Bratislavy Budovy Zvláštní cena Ing. Ondřej Januš, FAST VUT v Brně Navrhování konstrukcí s FRP výztuží Zvláštní cena Ing. Jan Kubošek, FAST VŠB-TU Ostrava Nelineární analýza betonových a železobetonových konstrukcí Technologie betonu Čestné uznání Ing. Jiří Šafrata, Ph.D., FAST VŠB-TU Ostrava Hlavní faktory ovlivňující modul pružnosti betonu Navrhování Vynikající disertační práce Ing. Vojtěch Kolínský, Ph.D., FSv ČVUT v Praze Analýza obloukového mostu se zaměřením na reologické vlastnosti betonu a konstrukce Experimentální stanovení faktorů ovlivňujících statický modul pružnosti betonu Čestné uznání Ing. Dalibor Kocáb, Ph.D., FAST VUT v Brně staveb s využitím nedestruktivních zkušebních metod z betonu Čestné uznání Ing. Kamil Burkovič, Ph.D., FAST VŠB-TU Ostrava Interakce pilotového základu s podložím 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 23

26 SPEKTRUM SPECTRUM PROTRŽENÁ PŘEHRADA NA BÍLÉ DESNÉ 100LETÉ VÝROČÍ 18. září 2016 uplynulo 100 let od nešťastné události v Jizerských horách. V roce 1916 se několik měsíců po vybudování protrhla sypaná hráz přehrady na řece Bílá Desná a záplavová vlna tragicky zasáhla životy obyvatel zejm. v obci Desná. VÝSTAVBA PŘEHRADY Po velkých povodních na konci 19. století, zvláště pak po katastrofální povodni na konci července 1897, iniciovalo vod ní družstvo v Polubném z důvodů ochrany území a majetku výstavbu přehrad v jihovýchodní části Jizerských hor v údolí říček Desná a Kamenice. Projektantem komplexního systému jizerských přehrad byl Ing. Wilhelm Plenkner. Pro přehradu na říčce Bílá Desná byly v průběhu příprav projektantem zpracovány dvě rozdílné projektové dokumentace a původně navržená hráz do oblouku byla upravena na přímou z důvodu změny dispozice štoly. Výsledná podoba přímé hráze měla v koruně délku 244 m a šířku 4 m, výška hráze nad terénem byla 14,2 m. Délka štoly v upravené trase, propojující toto vodní dílo s nedalekou přehradou Souš, byla 1 104,8 m. Převádění běžných průtoků zajišťovalo potrubí spodních výpustí DN 800 umístěné v betonové štole, která byla společně se šoupátkovou věží založena na dřevěném pilotovém roštu ve snaze minimalizovat nepříznivé geologické poměry. Výstavba přehrady začala v září Betonová štola spodní výpusti byla založena na dřevěném pilotovém roštu a hráz sypaná po vrstvách v tloušťce 400 mm byla průběžně hutněna. Návodní líc hráze byl zpevněn dlažbou, vzdušní líc byl dle běžných zvyklostí ohumusován a oset. Stavba přehrady na Bílé Desné byla dokončena v červnu téhož roku a její první napuštění bylo urychleno povodní v září téhož roku. Kvůli sněhové vánici v listopadu 1915 neproběhla technicko-ekonomická kolaudace přímo na vodním díle a k vodohospodářské kolaudaci, ke které mělo dojít do jednoho roku od technicko-ekonomické, již nedošlo nikdy. V pondělí 18. září 1916 se v odpoledních hodinách přehrada protrhla. PROTRŽENÍ HRÁZE V 15:30 zpozoroval stálý strážný první průsak. Několik minut poté vytryskl paprsek kalné vody nejprve v tloušťce prstu, poté v tloušťce násady od lopaty. Strážnému s přivolanými dělníky 2 se nepodařilo zcela otevřít šoupátkový uzávěr na vzdušní straně hráze a narůstající průsak skrz hráz začal ohrožovat dveře vstupního portálu. Průrva v hrázi se zvětšovala a v 16:15 se již začala propadat dlažba na návodní straně. Toho dne se v nádrži nacházelo zhruba 250 tis. m 3 vody. Přibližně v 16:45 se hráz úplně protrhla a vytvořila se v ní 18m široká průrva. V 17:15 byla již nádrž úplně prázdná. Pod přehradou byl průlomovou vlnou smeten vzrostlý les a s ním ohromné množství zeminy, štěrku a balvanů. Jako první byla zasažena panská pila hraběte Des Fourse se zásobami 1 složeného dřeva. Valící se písek, balvany a dřevo vytvářely po cestě údolím mohutné bariéry vysoké až 20 m, které po svém protržení tlakem zadržované vody dále násobily ničivou sílu. Největší počet obětí a materiálních škod byl způsoben v obcích Desná, Potočná a Šumburk nad Desnou (dnes součástí města Desná). Pod Tan valdem již škod podél vodního toku ubývalo, avšak viditelné stopy byly ještě v obcích podél Kamenice, ve Světlé, Svárově a Haraticích. Důkaz mimořádné situace byl pozorován až v Mladé Boleslavi, kde voda stoupla o 200 mm. 3a 3b 4 24 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

27 SPEKTRUM SPECTRUM Následky této katastrofy byly tragické: 67 lidí zahynulo, 307 obyvatel ztratilo přístřeší a veškerý majetek, obyvatel ztratilo zaměstnání, 30 budov bylo odplaveno a dalších 70 budov bylo těžce poničeno. K obnovení přehrady nikdy nedošlo. PŘÍČINY HAVÁRIE Z POHLEDU TEHDEJŠÍCH ZNALCŮ Pro vyšetření příčin havárie nebyla nikdy ustavena komise, avšak byla provedena celá řada odborných expertiz, které měly odhalit vady projektu či zanedbání povinností. V roce 1917 uveřejnil Ing. Antonín Smrček, profesor české vysoké školy technické v Brně, obsáhlé pojednání o bezpečnosti zemních hrází a příčinách katastrofy na Bílé Desné. [5] V tomto pojednání uvedl mimo jiné také své názory na příčinu katastrofy, které odrážely mínění většiny tehdejších odborníků. Jako hlavní příčinu uvedl špatné podloží, malou šířku paty přehradní hráze, vrstvy nasypávky silné 400 mm místo obvyklých 80 až 150 mm, nedostatečnou těsnicí vrstvu a různé sedání zemní hráze a betonové výpustné štoly. Teprve v roce 1926 soud s šesti inženýry obviněnými z přečinu proti bezpečnosti života připustil rovněž posudky jiných znalců, především z oboru geologie. Prof. Dr. Wähner, prof. Dr. Emil Thum a prof. Dr. Bernard Brandt v oblasti Černé Desné nalezli dutiny a kanály vymleté spodní vodou a odkryli také na Bílé Desné tytéž útvary. Tito znalci se shodli na tom, že přirozené působení spodních vod v této půdě na Bílé Desné stačí k vysvětlení příčiny vzniku katastrofy, aniž bylo třeba sáhnouti k jiným momentům. [6] Po povodni v květnu 1928 byly v údolí Bílé Desné v místě protržené přehrady nalezeny kromě ztvrdlých limonitových vrstev (limonit je směs oxidů a hydroxidů železa) nepravidelné dutiny i kanálové cesty částečně zaplněné jílem a sypkým pískem. Znalci Wähner, 6 Obr. 1 Povodí řeky Desná situace Obr. 2 Příčný řez výpustnou štolou, šoupátkovou komorou a manipulační věží, 1915 Obr. 3 Stavba přehrady na řece Bílá Desná, 1913: a) beranění pilot, b) vtok do výpustné štoly Obr. 4 Přehrada po dokončení, 1915 Obr. 5 a) Přehradní těleso a výpustná štola v místě protržení, b) průrva přehrady v šířce 18 m Obr. 6 Znázornění postupného rozšiřování erozního tunelu při havárii podle dobových poznatků a svědeckých výpovědí, 1927 Obr. 7 Pobořený dům pro dělníky firmy Johann Umann, 1916 Thum a Brandt uveřejnili v dodatečném posudku v roce 1929 hypotézu, že příčinou protržení hráze a vzniku katastrofy byly účinky přírodních zjevů souvisejících s geologickým útvarem půdy, na níž hráz byla zřízena, a s činností podzemních vod, že totiž v půdě pod hrází a v okolí hráze se vyskytly již původně dutiny a kanály vytvořené prouděním spodních vod, že takové dutiny a kanály byly v oněch místech vytvořeny i po zřízení údolní přehrady, že spodní voda stoupala následkem tlaku hráze do výše a že vším tím došlo ke vniknutí této vody do hráze a sesednutí hráze a pak ke katastrofě. [6] PŘÍČINY HAVÁRIE Z DNEŠNÍHO POHLEDU Pro objasnění skutečných příčin havárie provedla v roce 1996 firma Stavební geologie Geotechnika, a. s., Praha doplňkový průzkum terénu s aplikací moderních metod mechaniky zemin a geotechniky. Provedené zkoušky, analogické srovnání s přehradou Josefův Důl a parametrické výpočty prokázaly, že použitý materiál, zhutnění, i když nedokonalé, a penetrační zkoušky byly přijatelné. Přehradní hráz byla postavena na vrstvě aluviálních (říčních) náplavů, místy silně zvětralých, o mocnosti až 25 m a velké stlačitelnosti. Parametrické výpočty pomocí metody konečných prvků prokázaly, že z celkové hodnoty vypočteného sednutí koruny hráze (okolo 300 mm) proběhlo téměř 80 % stlačením jejího podloží (200 až 250 mm). Toto sednutí bylo nulové na návodní i vzdušné patě, ale maximální pod korunou hráze, resp. manipulační věží, která je posazena na výpustní štole. S ohledem na mocnost stlačujícího se podloží se ukázal pilotový rošt neúčinným. Štola popraskala ve střední části pod manipulační věží, a proto již při nízkých hladinách do ní vnikala voda. Tím se zkrátila průsaková dráha vody pod hrází podél štoly na přibližně polovinu a asi na dvojnásobek vzrostl 5a 5b 7 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 25

28 SPEKTRUM SPECTRUM 8 9 i tak nepřijatelně velký hydraulický spád daný výškou nadržení a délkou průsaku vodní částice od vstupu k výstupu z průsakové dráhy. Z analýzy průsakových čar tělesem hráze a zejména pod hrází a z orientačních výpočtů rychlosti průsaků a množství prosakující vody pod hrází vyplynula nepřípustně velká rychlost a erozivní síla vody pronikající zespoda do tělesa. K procesu celkově rychlého zhroucení hráze bezpochyby přispěla sendvičová struktura zemního tělesa, která vznikla při stavbě hutněním 400 mm silných vrstev lehkým válcem. Ta nebyla problémem z hlediska deformačního, ale značně usnadňovala vnitřní erozi zemního tělesa. Z dnešního pohledu byla prvotní vadou celého díla absence řádného geotechnického průzkumu a z toho vyplývající chyby projektu. Na druhé straně u zemní hráze s tak velkým hydraulickým gradientem a propustností podloží by nutně došlo k porušení i při perfektním zhutnění a bez vad projektu. PROTRŽENÁ HRÁZ PŘEHRADY NA BÍLÉ DESNÉ DNES Protržení přehrady na Bílé Desné přispělo k novým poznatkům vědních oborů spojených s výstavbou a bezpečností vodních děl. Díky rozvoji komplexnosti těchto vědních oborů se české přehradní stavitelství zařadilo mezi nejvyspělejší v celosvětovém měřítku a od doby protržení přehrady na Bílé Desné se katastrofa podobných rozměrů na českém území již neopakovala. V květnu 1996 bylo torzo protržené přehrady na Bílé Desné prohlášeno za kulturní památku a v letošním roce bylo k příležitosti 100. výročí slavnostně předáno veřejnosti v revitalizované podobě, na níž se podílely Lesy ČR, s. p., Povodí Labe, s. p., obce Desná, Albrech tice, další obce mikroregionu a drobní sponzoři celkovou částkou cca 4,5 milionů Kč. Během revitalizace, která trvala čtyři roky, bylo místo částečně odlesněno, technické prvky, které zůstaly, byly obnoveny, byl opraven Obr. 8 Památník obětem katastrofy umístěný na odtrženém křídle výtokového objektu výpustné štoly, autoři: studenti Uměleckoprůmyslové školy v Jablonci nad Nisou, 2016 Obr. 9 Prostor protržené hráze po revitalizaci, 2016 portál tunelu do Souše a také šoupátková věž, která byla vydrolená a u níž zhrozilo zřícení, byly vybudovány nové lávky, vyhlídky, naučná stezka, která vede z obce Desná, opravila se občerstvovna Krömerova bouda a obětem byl vybudován nový pomník (obr. 8). Podkladem k článku byl text Ing. Zlaty Šámalové (Povodí Labe, s. p.) uveřejněný v publikaci Historie přehradního stavitelství v povodí horní Jizery. Redakce děkuje autorce za spolupráci a za laskavé svolení k publikování v časopise Beton TKS. Fotografie: 1 až 4, 6 až 8 [2], 5 [1], 9 [3] Připravila Barbora Sedlářová, redakce Zdroje: [1] VÝZKUMNÝ ÚSTAV VODOHOSPODÁŘSKÝ T. G. M., POVODÍ LABE, SWECO HYDROPROJEKT. Bílá Desná. Průběh katastrofy. In: Youtube [online]. [cit ]. Dostupné z: watch?v=dooy8uk_y8o [2] POVODÍ LABE. Historie přehradního stavitelství v povodí horní Jizery [online]. [cit ]. Hradec Králové: Povodí Labe, státní podnik, Dostupné z: pla.cz/planet/public/dokumenty/ publikace/2016_%20prehrada%20 na%20bile%20desne.pdf [3] Obnovený areál Protržené přehrady na Bílé Desné. In: Youtube [online]. Videostudio Sebastian Desná, [cit ]. Dostupné z: [4] Originální svědectví o protržené přehradě. Originální film po katastrofě. In: Youtube [online]. [cit ]. Dostupné z: com/watch?v=86row3zjda4 [5] SMRČEK, A. O bezpečnosti zemních hrází pro vodní stavby a příčinách katastrofy na Bílé Desné. Svět a práce. Svazek 1. Praha: Česká matice technická v Praze, [6] Rozhodnutí nejvyššího soudu v Brně č.j. Zm I 1018/30, 26. května Firemní prezentace PROFESIONÁLNÍ ŘEŠENÍ výzkum vývoj výroba obchod poradenství pro sanace betonových konstrukcí Redrock Construction s.r.o. Újezd 40/450, Michnuv palác Praha 1, Malá Strana Telefon: Fax: info@redrock-cz.com 26 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

29 SOFTWARE SOFTWARE POSOUZENÍ TRHLIN U VODOTĚSNÝCH ŽELEZOBETONOVÝCH KONSTRUKCÍ CRACK CONTROL IN REINFORCED CONCRETE LIQUID RETAINING STRUCTURES Jaroslav Navrátil, Petr Foltyn Článek se zabývá problematikou výpočtu a posouzení šířky a vzniku trhlin železobetonových nádrží na kapaliny a zásobníků podle Eurokódů. Je proveden podrobný rozbor části normy ČSN/STN EN zabývající se výpočtem šířky trhlin a je vysvětlena interpretace normových ustanovení a její použití v programu IDEA StatiCa. Je uveden rovněž postup výpočtu na příkladu posouzení šířky trhlin železobetonové nádrže. The paper deals with calculation and assessment of crack width and crack resistance of reinforced concrete tanks for liquids and containers according to the Eurocode. Detailed analysis of the provisions of EN related to the calculation of cracks is made. The interpretation of code provisions used in IDEA StatiCa software is explained and the procedure is documented on the example of crack width calculation of reinforced concrete tank. Posouzení šířky trhlin u vodotěsných železobetonových konstrukcí (bílých van) v poslední době nabývá na důležitosti s rostoucím počtem staveb zakládaných pod hladinou spodní vody a rostoucími požadavky na jejich nepropustnost, estetický vzhled a dlouhodobou použitelnost. Proto byla vydána norma ČSN/STN EN , na jejímž základě byl vyvinut program IDEA StatiCa [3], který řeší veškeré požadavky normy na posouzení průřezu z pohledu tříd nepropustnosti. VÝPOČET ŠÍŘKY TRHLIN DLE ČSN/STN EN Při výpočtu odolnosti průřezu proti vzniku trhlin podle čl. 7.1 (2) EN [1] se uplatňují dále uvedené předpoklady řešení. Ohýbaný průřez se považuje za neporušený trhlinami, pokud napětí betonu v tahu nepřesáhne průměrnou hodnotu pevnosti v tahu za ohybu f ct,eff. V tom případě beton v tažené oblasti průřezu působí a napětí v betonu (v tahu i tlaku) je přímo úměrné vzdálenosti od neutrální osy (je lineár ní). Rovněž napětí ve výztuži je přímo úměrné vzdálenosti od neutrální osy. Uvažujme např. průřez podle obr. 7, který je od účinků kvazistálé kombinace zatížen ohybovým momentem M y = 19 knm. Ten působí jako jediné zatížení. Odezva (rozdělení napětí v závislosti na poměrném přetvoření) takového průřezu je zobrazena na obr. 1. Trhliny v tomto případě nevznikají. Postup používaný pro výpočet šířky trhlin je definován v čl EN [1]. Předpokládá se, že napětí betonu v tahu za ohybu přesáhlo hodnotu f ct,eff. V tom případě je průřez porušený trhlinami, beton v tažené oblasti průřezu nepůsobí a napětí tlačené oblasti je přímo úměrné vzdálenosti od neutrální osy. Rovněž napětí ve výztuži je přímo úměrné vzdálenosti od neu trální osy. Kritérium pro posouzení vzniku trhlin však musí zohlednit reálné chování průřezu v průběhu životnosti konstrukce. Změna 3 české přílohy EN [1] požaduje, aby v případě, že se poruší posuzovaný řez trhlinami např. od charakteristické kombinace zatížení, bylo toto porušení trhlinami zohledněno i při posouzení šířky trhlin např. od kvazistálé kombinace. Tento způsob výpočtu byl implementován jako standardní řešení i do prezentovaného programu [3] a je demonstrován na příkladu (obr. 1). Jediným rozdílem je, že kromě momentu od kvazistálé kombinace zatížení působí i moment M y = 22 knm od charakteristické kombinace. Odezva takového průřezu zatíženého ohybovým momentem M y = 19 knm od kvazistálé kombinace zatížení zobrazená na obr. 2 se potom výrazně liší od odezvy na obr. 1. V důsledku toho je třeba vypočítat šířku trhliny podle čl [1] (w = 0,178 mm) a posoudit podle čl [1]. 1 2 POSOUZENÍ ŠÍŘKY TRHLIN PODLE ČSN/STN EN Třídy nepropustnosti Konstrukce nádrží na kapaliny se klasifikují podle třídy nepropustnosti dle ČSN/STN EN [2], tab (tab. 1). Předpoklady výpočtu dle tříd nepropustnosti jsou stanoveny v [2]. Na základě těchto výpočtů byly odvozeny postupy výpočtu v prezentovaném programu s vlastní interpretací v případech, kdy tato norma není dostatečně jasná. Třída nepropustnosti 0: v tomto případě je posouzení šířky trhlin provedeno dle [1]. Třída nepropustnosti 1: v tomto případě se posouzení šířky trhlin provádí podle následující kapitoly, a to v závislosti na splnění podmínek čl (112), (113) [2]. Třída nepropustnosti 2: pokud není splněna některá z podmínek čl (112), (113) [2], (tzn. že trhliny procházejí celou tloušťkou průřezu nebo není splněna podmínka pro Obr. 1 Průřez neporušený trhlinami, M y = 19 knm Fig. 1 Cross section prior to the formation of any cracks, M y = 19 knm Obr. 2 Průřez již porušený trhlinami, M y = 19 knm Fig. 2 Cross section after the formation of cracks, M y = 19 knm 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 27

30 SOFTWARE SOFTWARE Obr. 3 Jednostranně namáhaný průřez výška tlačené oblasti průřezu je větší než x min Fig. 3 Unilaterally loaded cross section, depth of compression zone is greater than x min Obr. 4 Oboustranně namáhaný průřez tlačené výšky betonu se vzájemně překrývají Fig. 4 Bilaterally loaded cross section, depths of compression zones overlap Obr. 5 Oboustranně namáhaný průřez tlačené výšky betonu se vzájemně nepřekrývají Fig. 5 Bilaterally loaded cross section, depths of compression zones do not overlap Obr. 6 Stanovení rozměrů pro výpočet tlakového spádu v bílé vaně ve vztahu k hladině spodní vody Fig. 6 Determination of the hydrostatic pressure in bathtub in relation to the water table Obr. 7 Rozměry průřezu a vyztužení Fig. 7 Dimensions of the cross section and the reinforcement Tab. 1 Klasifikace nepropustnosti Tab. 1 Classification of tightness Třída nepropustnosti Požadavek na průsak 0 jistý stupeň průsaku se připouští nebo je průsak kapalin irelevantní průsak je omezen na malé množství; připouští se několik povrchových 1 skvrn nebo vlhkých míst 2 průsak je minimální; vzhled nesmí být znehodnocen skvrnami 3 průsak není povolen rozmezí poměrných přetvoření betonu), má být provedeno zajištění pomocí vystýlek nebo bariér proti vodě. Norma v tomto případě mezní hodnoty šířky trhlin neuvádí a prezentovaný program šířku trhliny neposuzuje. V případě, že obě podmínky splněny jsou, je posouzení provedeno stejným způsobem jako pro třídu nepropustnosti 1. Třída nepropustnosti 3: norma mezní hodnoty šířky trhlin neuvádí a zajištění má být provedeno vždy pomocí vystýlek nebo bariér proti vodě. Prezentovaný program v tomto případě šířku trhlin neposuzuje. 6 Předpoklady a zásady posouzení šířky trhlin pro třídy nepropustnosti 1 a 2 Použijme následující označení veličin: x je výška tlačené oblasti betonového průřezu (obr. 3), obdobně x 1, x 2 (obr. 4 a 5), h tloušťka (výška) průřezu, x p = x 1 + x 2 h, x min limitní výška tlačené oblasti vypočtena dle [2], čl (112), ε ct,max maximální přetvoření v krajních vláknech betonového průřezu za provozních podmínek, ε ct,min minimální přetvoření v krajních vláknech betonového průřezu za provozních podmínek, Δε ct = ε ct,max ε ct,min rozmezí poměrných přetvoření v betonu dle [2], čl (113) a w k1 limitní šířka trhliny vypočtená dle [2], kap (111). Čl (112) [2] stanoví, že postačující zárukou, že trhliny nebudou prostupovat celou tloušťkou průřezu, je podmínka x > x min, resp. x p > x min. (1) Čl (113) [2] stanoví, že postačující zárukou, že se trhliny do šířky w k1 samoutěsní i v případě, že budou prostupovat celou tloušťkou průřezu, je podmínka ε ct < (2) V závislosti na rozložení napětí rozeznáváme následující případy řešení: Třída nepropustnosti 1 Jsou-li splněny zároveň obě podmínky (1) i (2), lze pro posouzení šířky trhlin použít ustanovení EN [1]. Je-li splněna podmínka (1) trhliny neprostupují celou tloušťkou průřezu, ale není splněna podmínka (2), je třeba omezit šířku trhliny na hodnotu w k1, tj. podle [2], kap (111). Není-li splněna podmínka (1) trhliny prostupují celou tloušťkou průřezu, je třeba omezit šířku trhliny na hodnotu w k1, tj. podle [2], kap (111), a to bez ohledu na splnění podmínky (2). Třída nepropustnosti 2 Jsou-li splněny zároveň obě podmínky (1) i (2), lze pro posouzení šířky trhlin použít ustanovení EN [1]. Musíme připustit, že jde o autorskou interpretaci ustanovení normy použitou v prezentovaném programu a v normě nelze takovýto výklad explicitně nalézt. Je-li splněna podmínka (1) trhliny neprostupují celou tloušťkou průřezu, ale není splněna podmínka (2), je třeba provést zajištění pomocí vystýlek nebo bariér proti vodě. Šířka trhlin se v tomto případě neposuzuje. Není-li splněna podmínka (1) trhliny prostupují celou tloušťkou průřezu, je třeba provést zajištění pomocí vystýlek nebo bariér proti vodě, a to bez ohledu na splnění podmínky (2). Šířka trhlin se v tomto případě neposuzuje BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

31 SOFTWARE SOFTWARE Výpočet limitní šířky trhliny w k1 a limitní tlačené výšky x min Výpočet limitní šířky trhliny závisí na hydrostatickém tlakovém spádu, který je vyjádřen jako podíl hydrostatické výšky h D a tloušťky stěny h (obr. 6). Pro různé poměry hydrostatického tlakového spádu jsou definovány limitní šířky trhliny (pro h D /h 5 je w k1 = 0,2 mm; pro h D /h 35 je w k1 = 0,05 mm) v [2], čl (111), přičemž výsledná limitní šířka se vypočte lineární interpolací pro mezilehlé hodnoty. Limitní výška tlačené oblasti x min je vypočtena jako menší z hodnot 0,2h; 50 mm dle [2], čl (112). PŘÍKLAD POSOUZENÍ ŠÍŘKY TRHLIN ŽELEZOBETONOVÉ NÁDRŽE V rámci řešeného příkladu je konstrukce klasifikována v třídě nepropustnosti 1, přičemž konstrukce je řešena jako jednostranně namáhaná deska tloušťky 0,2 m, beton C30/37, vyztužení 4 10 B500 při horním povrchu, 8 10 B500 při dolním povrchu s hydrostatickou výškou 100 mm. Hodnota součinitele dotvarování φ (t,t 0 ) = 3,2. Příklad je řešen pro krátkodobé i dlouhodobé účinky, přičemž pro krátkodobé účinky není splněna podmínka limitní výšky x min a pro dlouhodobé účinky podmínka rozmezí poměrných přetvoření. Proto je v obou případech vypočtena limitní šířka trhliny w k1 (tab. 2). Příklad nevyhovuje, přičemž cílem nebylo udělat perfektní návrh, ale provést ukázkový výpočet podle normy [2]. Je třeba upozornit, že hodnota vnitřních sil u jedné z kombinací MSP vyvodila napětí betonu v tahu větší, než je pevnost betonu v tahu (průřez je potrhán). Proto se předpokládá vyloučení působení betonu v tahu v posudcích MSP pro všechny kombinace daného extrému. Tab. 2 Postup výpočtu a výsledky posouzení šířky trhlin železobetonové nádrže programem IDEA StatiCa Tab. 2 Calculation procedure and results of assessment of the cracks width of the reinforced concrete tank in IDEA StatiCa program Šířka trhlin krátkodobé účinky N M Kombinace y M z w k w lim Hodnota Mez Posudek [kn] [knm] [knm] [mm] [mm] [%] [%] kvazistálá ,178 0, ,2 100 nevyhovuje Šířka trhlin dlouhodobé účinky N M Kombinace y M z w k w lim Hodnota Mez Posudek [kn] [knm] [knm] [mm] [mm] [%] [%] kvazistálá ,179 0, ,4 100 nevyhovuje Mezivýsledky a součinitele pro výpočet šířky trhlin krátkodobé účinky x [mm] h [mm] d [mm] A c,eff [mm 2 ] A s,eff [mm 2 ] ρ p,eff [-] ,01 k t [-] ε sm -ε cm [10-4 ] k 1 [-] k 2 [-] k 3 [-] k 4 [-] 0,4 6,2 0,8 0,5 3,4 0,43 c [mm] ε 1 [10-4 ] ε 2 [10-4 ] s r,max [mm] Φ [mm] σ s [MPa] 40 14,1-2, ,8 Posouzení minimální výšky tlačené oblasti x min N M Kombinace y M z x x min Hodnota Mez Posudek [kn] [knm] [knm] [mm] [mm] [%] [%] kvazistálá ,4 100 nevyhovuje Posouzení rozmezí poměrných přetvoření N M Kombinace y M z Δε ct Δε ct,lim Hodnota Mez [kn] [knm] [knm] [10-4 ] [10-4 Posudek ] [%] [%] kvazistálá ,9 1,5 57,5 100 OK Mezivýsledky a součinitele pro výpočet šířky trhlin dlouhodobé účinky x [mm] h [mm] d [mm] A c,eff [mm 2 ] A s,eff [mm 2 ] ρ p,eff [-] ,01 k t [-] ε sm -ε cm [10-4 ] k 1 [-] k 2 [-] k 3 [-] k 4 [-] 0,4 6,7 0,8 0,5 3,4 0,43 c [mm] ε 1 [10-4 ] ε 2 [10-4 ] s r,max [mm] Φ [mm] σ s [MPa] 40 16,3-6, Posouzení minimální výšky tlačené oblasti x min N M Kombinace y M z x x min Hodnota Mez Posudek [kn] [knm] [knm] [mm] [mm] [%] [%] kvazistálá ,8 100 OK Posouzení rozmezí poměrných přetvoření N M Kombinace y M z Δε ct Δε ct,lim Hodnota Mez [kn] [knm] [knm] [10-4 ] [10-4 Posudek ] [%] [%] kvazistálá ,3 1, nevyhovuje ZÁVĚR Výpočet a posouzení trhlin železobetonových nádrží na kapaliny podle Eurokódů je časově náročná nelineární úloha. Při současných nárocích na kvalitu a rychlost projekčních prací je prakticky nemyslitelné provádět tyto výpočty ručně bez kvalitního softwaru. Zároveň je třeba upozornit, že některé případy, které při výpočtu mohou nastat, norma přesně neřeší. Autoři proto považovali za vhodné provést podrobný rozbor části normy a vysvětlit vlastní interpretaci normových ustanovení, jak jsou použita v programu IDEA StatiCa. Pro usnadnění orientace ve výpočtu je uveden rovněž postup výpočtu na příkladu posouzení šířky trhlin železobetonové nádrže. doc. Ing. Jaroslav Navrátil, CSc. IDEA RS, s. r. o. & Fakulta stavební VŠB-TU Ostrava navratil@idea-rs.com Ing. Petr Foltyn IDEA RS, s. r. o. foltyn@idea-rs.com Literatura: [1] EN Eurocode 2: Design of Concrete Structures Part 1: General rules and rules for buildings. European Committee for Standardization, December [2] EN Eurocode 2: Design of Concrete Structures Part 3: Liquid retaining and containment structures. European Committee for Standardization, June [3] IDEA RS. Idea StatiCa. User guide. Brno: Idea RS, s. r. o. Dostupné z: 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 29

32 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY SANACE JEZU NA SVITAVĚ RECONSTRUCTION OF A WEIR Jiří Tahal Článek popisuje sanaci betonové přelivné plochy jezu v Brně pomocí stříkání pytlovaného torkretu aplikovaného mokrou cestou. This article describes reconstruction of a concrete spillway of a weir in the city of Brno, using sprayed bagged gunite applied in a wet way. Přestavba jezu v brněnských Cacovicích z dřevěného na betonový mlynářem Frankem je datována do roku Záměrem bylo zajištění povolených odběrů povrchové vody (po válce např. Středomoravské mlýny, n. p., Brno, Mlý - ny a těstárny, závod Kyjov), stabilizace koryta řeky Svitavy a její energetické využití v souvislosti s Cacovickým mlýnem (nyní soukromá MVE Cacovice). Původní dokumentace technická ani vodoprávní se nedochovala, pouze agenda po roce 1966, kdy se jez stal majetkem Povodí Moravy. 2 STAV JEZU PŘED SANACÍ Pevný betonový jez má výšku cca 2,4 m a šířku cca 45 m se zaobleným vzdušním lícem bezpodtlakového tvaru, opěrné nábřežní betonové zdi a původní vývařiště z dřevěné srubové konstrukce s kamennou výplní. Založený je na srubové dřevěné konstrukci vyplněné kamenem, která je kotvená do dna a břehů pomocí dřevěných pilot. Předcházející celková oprava jezu proběhla v roce 1993 a spočívala v odstranění porušené vrstvy betonu na celém tělese včetně vývaru a opěrných zdech, otryskání ploch, vyplnění kaveren, osazení svařovaných sítí Ø 5 mm, aplikaci nového stříkaného betonu aplikovaného suchou cestou v tloušťce 100 mm v celých plochách, výměně poškozených hranolů na přelivné hraně a ve vývaru a doplnění kamenné dlažby do betonového lože v podjezí. Po dvaceti letech se na přelivné hraně voda dostala pod a do původního torkretového pláště a způsobila jeho degradaci za současného vzniku trhlin v povrchové vrstvě (na místech bez přímého styku s vodou původní oprava nevykazovala žádné známky poruch). Jez se tak ocitl na hraně životnosti natolik, že správce Povodí Moravy rozhodl o nutné opravě, příp. sanaci. Před samotnými opravami zkontrolovali jez potápěči, aby zjistili rozsah poškození stavebních částí pod vodní hladinou. PRŮBĚH SANACE Sanace probíhala po polovinách se zajištěním odtoku vody vždy po druhé polovině jezu použitím zemní hráze v úzké spolupráci s provozovatelem malé vodní elektrárny, který operativní manipulací snižoval hladinu vody přetékající přes jezovou konstrukci. Sanace spočívala v odbourání stávajících nesoudržných vrstev přelivné betonové plochy v tloušťce 150 mm včetně původních kari sítí. Pracovní spára byla očištěna tlakovou vodou (tlak cca 40 MPa). Na šesti místech následovaly kontrolní odtrhové zkoušky (tahová pevnost podkladu byla větší než 1,2 MPa). Pro ověření soudržnosti stávající konstrukce a nově nanášené betonové vrstvy byla provedena referenční plocha nástřikem torkretu mokrou cestou, kde se ověřily požadované hodnoty přídržnosti. Poté se navrtaly otvory do hloubky 350 mm pro ocelové ohýbané chemické kotvy Ø 12 mm a délky 600 mm (9 ks/m 2 ). Na ně byly uchyceny dvě vrstvy kari sítí Ø 8 100/100 mm, umístěné vždy cca do třetiny výšky s krytím cca 50 mm. Následovala torkretáž pytlovaného materiálu Knauf TS 425 pomocí běžného omítacího stroje PFT G4, tedy mokrou cestou (v hadicích již putuje smíchaný materiál s vodou). Výhodou této metody oproti suchému torkretu je především dosažení větší homogenity aplikovaného mate riálu, a tím výrazně nižšího rozptylu hodnot především přídržnosti a pevnosti v tlaku či v tahu za ohybu. 30 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

33 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY 5a 5b 6 Obr. 1 Přelivná plocha jezu v brněnských Cacovicích na řece Svitavě, stav před sanací Fig. 1 Spillway of the Cacovice weir on the Svitava river in Brno, before the reconstruction Obr. 2 Příčný řez jezem Fig. 2 Cross section of the weir Obr. 3 Odbourání nesoudržných vrstev přelivného betonu v tloušťce 150 mm včetně původních kari sítí Fig. 3 Demolishing the cohesive layers of the overspill concrete of the thickness of 150 mm, incl. the original fabric reinforcement Obr. 4 Dvě vrstvy kari sítí Ø 8 100/100 mm Fig. 4 Two layers of fabric reinforcement Ø 8 100/100 mm Obr. 5a,b Betonáž po pásech v tloušťce 150 mm metodou stříkaného mokrého torkretu Fig. 5a,b Concreting in belts, thickness of 150 mm, sprayed wet gunite method Obr. 6 Jez v brněnských Cacovicích po sanaci Fig. 6 Cacovice weir after reconstruction Tab. 1 Vlastnosti použitého pytlovaného betonového torkretu Tab. 1 Features of the used bagged concrete gunite Pevnost v tlaku dle ČSN EN (krychle á 40 mm) Pevnost v tlaku dle ČSN EN (krychle á 150 mm) Přídržnost k podkladu laboratorně Průsak vody při zkoušce dle ČSN EN (5 atm) Vodotěsnost povrchové úpravy dle ČSN (V30) Smrštění dle ČSN EN (úhelník l = 1 m, po 7 dnech) > 45 MPa > 45 MPa > 2 MPa < 20 mm 0,12 l/m 2 < 2 l/m 2 < 0,8 mm/m Smrštění dle ČSN EN (trámečky 40 x 40 x 160, < 0,8 mm/m po 28 dnech) Maximální velikost kameniva 2 mm Obsah cementu > 450 kg/m 3 Předepsán byl beton C30/37-XF3, XM3-Cl 0,4-D max 8 s maximálním průsakem 35 mm, tj. beton vrstev chránících vodohospodářské konstrukce proti účinkům obrušování (dle TKP ŘVC Technické kvalitativní podmínky ředitelství Vodních cest, kde nejdůležitější parametr XM3 je specifikován jako extrémní obrus (XM1 střední obrus, XM2 značný obrus)). Přestože minimální požadovaná třída betonu pro XM3 je C35/45, tak v případě provzdušněného betonu lze v souladu s normou požadavek o jednu třídu snížit. Pro omezení vzniku smršťovacích trhlin obsahoval použitý beton polypropylenová vlákna a betonáže probíhaly po pásech šířky pouze 2 m. Čerstvý beton byl vyrovnán do požadovaného tvaru podle připravených šablon a následně uhlazen a ošetřován. Nábřežní zdi se sanovaly stejným způsobem při použití totožných materiálů, tedy mechanickým přikotvením kari sítí a následnou torkretáží tentokrát již pouze v tloušťce 80 mm. Celková spotřeba materiálu na celou stavbu byla cca 100 t (50 m 3 ). ZÁVĚR Odolávat trvale tekoucí vodě je vždy specifický problém a výsledek je závislý nejen na kvalitě provedení sanace vodního díla, ale i na materiálu samotném. Pevně věřím, že zvolená metoda torkretu aplikovaného mokrou cestou s použitím pytlovaného materiálu zajistí výrazně vyšší trvanlivost sanace než předcházející oprava suchou cestou. Projektant Generální dodavatel Cena stavby celková / předpokládaná bez DPH Ing. Jiří Tahal Knauf Praha, spol. s r.o. tahal.jiri@knauf.cz Regioprojekt Brno, s.r.o. Moravostav Brno, a.s. obchodní společnost a Ekostavby Brno, a.s. 4,05 mil Kč / 5,16 mil Kč Sádrokartonové desky, suché omítkové maltové směsi. Ale také výrobce reprofilačních malt, torkretů a nátěrů na beton v souladu s ČSN EN Firemní prezentace Knauf je členem SSBK 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 31

34 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY BEDNĚNÍ A DETAILY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ ČÁST 6 FORMWORKS AND DETAILS OF CONCRETE STRUCTURES PART 6 Petr Finkous a 6a 5b 6b 6c Obr. 1 (Ne)pohledový beton bez popílku mělo se jednat o pohledovou stěnu, dodavateli betonu došel popílek, ale i přesto beton uložili Fig. 1 (Non-)architectural concrete without fly ash it was meant to be an architectural concrete wall, the concrete provider run out of fly ash; however, the concrete was laid Obr. 2 Instalace ve stěnách pečlivě osazené elektrikářské krabičky do bednění pohledová stěna Fig. 2 Installations in walls carefully fixed electro boxes into frameworks architectural concrete wall Obr. 3 Nedokonalé napojení konstrukcí nedokonalé napojení stěny ve složitém konstrukčním detailu Fig. 3 Imperfect connection of the structures imperfect wall connection in a complicated structure detail Obr. 4 Nedostatečně očištěné překližky před betonáží stropu dlouhá prodleva mezi zabedněním stropu a samotnou betonáží spolu s nedostatečným vyčištěním překližek způsobila na povrchu pohledového betonu stropu otisky rzi a jiných nečistot Fig. 4 Insufficiently cleaned plywood before concreting the slab construction a long dwell between formworking the slab construction and the concreting itself together with improper cleaning of the plywood resulted in imprints of rust and other impurities on the surface of the slab construction architectural concrete Obr. 5 a) Otisk nehoblovaného hranolu mezi standardními stěnovými bednicími dílci, b) detail otisku hranolu se zbytky třísek Fig. 5 a) Imprint of a unplaned wooden balk between standard wall formwork elements, b) detail of the wooden balk imprint with remaining splinters 32 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

35 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY Obr. 6 Neprobetonované konstrukce nedokonale vibrované konstrukce kombinace nízkého krytí masivní výztuže, geometricky složitých tvarů a nevhodné betonové směsi: a) velmi složitý detail napojení šikmé desky stropu a stěny, b) hrana zesílené stropní desky, c) velmi tenký stropní průvlak Fig. 6 Incorrectly concreted structures insufficiently vibrated structures combination of low cover of a massive reinforcement, geometrically complicated shapes and an unsuitable concrete mix: a) very complicated detail of connection of a oblique slab construction and a wall, b) edge of a strengthened slab construction, c) very thin girder Obr. 7 Povedené detaily: a) otisk rámového bednění na pohledové stěně, b) povedený detail otisku kónusu pro pohledové konstrukce Fig. 7 Successful details: a) imprint of the frame formwork on the architectural concrete wall, b) correctly performed detail of an imprint of a taper for architectural concrete structures Obr. 8 Velice zdařilý detail vodorovné pracovní spáry Fig. 8 Very successful detail of a horizontal construction joint Obr. 9 Prostupy stropní konstrukcí problematická místa v pohledových stropních konstrukcích: a) nedokonalé očištění desek před betonáží v okolí prostupu a světla, b) zdařilé utěsnění prostupu pro světlo Fig. 9 Recesses in the slab construction problematic places in the architectural slab construction: a) insufficiently cleaned slabs before concreting around the recess and light, b) successfully sealed light recess Obr. 10 Různé barvy betonu při jedné betonáži pohledového stropu betony z různých autodomíchávačů Fig. 10 Differen t colours during one concreting of slab from architectural concrete concretes from different agitating trucks Obr. 11 Zkosené a nezkosené hrany: a) rozdíl mezi zkosenou hranou na stěně a ostrou hranou na stropě složitý detail napojení, b) povedený detail prostupu ve stěně se zkosenými hranami a čistým otiskem spoje bednicích panelů Fig. 11 Bevelled and non-bevelled edges: a) difference between a bevelled edge on the wall and a sharp edge on the slab complicated connection detail, b) successful detail of a recess through a wall with bevelled edges and a clear imprint of connection of formwork panels Fotografie: archiv společnosti PERI, spol. s r. o. Ing. Petr Finkous PERI, spol. s r. o. petr.finkous@peri.cz 7a 7b 8 9a 9b 10 11a 11b 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 33

36 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY SPRÁVNÝ NÁVRH TĚSNICÍCH DILATAČNÍCH PÁSŮ DLE DIN V SOULADU S TP ČBS 04 A CORRECT DESIGN OF EXPANSION SEALING TAPES ACCORDING TO THE DIN IN COMPLIANCE WITH TP ČBS 04 Martin Novotný Článek se zabývá správným návrhem těsnicích pásů do dilatačních spár vodonepropustných betonových konstrukcí. Metodika vychází z německé normy DIN 18197, která je návrhovou normou pro těsnicí pásy z PVC-P a elastomeru a je plně v souladu s předpisem TP ČBS 04. This article deals with a correct design of sealing tapes for expansion joints in watertight concrete structures. The methodology is based on the German DIN standard, which is also a design standard for sealing tapes from PVC-P and elastomer, and fully complies to the TP ČBS 04 Regulation. NORMY PRO TĚSNICÍ PÁSY V ČR není žádná norma, která by přesně stanovovala požadavky na těsnicí pásy, a proto je třeba vycházet z německých norem: DIN Abdichten von Fugen in Beton mit Fugenbändern (návrhová norma pro těsnicí pásy z PVC-P a elastomeru), DIN a DIN Fugenbänder aus thermoplastischen Kunststoffen zur Abdichtung von Fugen in Ortbeton (výrobková norma pro těsnicí pásy z PVC-P), DIN a DIN Elastomer-Fugenbänder zur Abdichtung von Fugen in Beton (výrobková norma pro těsnicí pásy z elastomeru). Na tyto normy se odkazuje i nový předpis pro bílé vany TP ČBS 04 Vodonepropustné betonové konstrukce. POSTUP NÁVRHU DILATAČNÍHO PÁSU 1 Vstupní údaje Pro správný návrh je nutné znát tlak vody působící na konstrukci W S [bar], pohyby v dilataci ve všech třech směrech v x, v y, v z [mm] a šířku dilatační spáry w nom [mm]. Maximální tlak vody W S se stanoví z tzv. návrhové hladiny vody (NHV), což je voda působící (i po omezenou dobu) na povrch konstrukce. Zohlednit je třeba všechny stavy: podzemní vodu, záplavu, dočasnou tlakovou vodu, dočasně vzdutou prosakující vodu, příp. maximální hladinu naplnění nádrže. Výpočet výsledného pohybu v dilataci (výsledné deformace) Ze zadaných hodnot pohybů v x, v y, v z se spočítá vektorovým součtem výslednice v r [mm]: v = v + v + v, r 2 x 2 y 2 z kde v r je výsledný pohyb v dilatační spá ře, v x deformace ve směru x, v y deformace ve směru y a v z deformace ve směru z (obr. 1). Výsledný pohyb v dilataci způsobí de formaci těsnicího pásu, kterou musí těsnicí pás bezpečně přenést, a zároveň musí tento pás plnit svoji těsnicí funkci. Důležitým parametrem vlastnosti materiálu je z tohoto pohledu jeho tažnost. Výsledný pohyb v dilataci musí být menší nežli šířka dilatační spáry w nom. Volba konkrétního typu dilatačního pásu Nejprve se zvolí typ těsnicího pásu podle vhodnosti umístění v konstrukci (vnější, vnitřní). Dále je možné zvolit materiál pásu (PVC-P nebo elastomer). Ke konkrétnímu typu zvoleného pásu (např. vnější těsnicí pás z PVC-P typu DA) se v normě DIN vyhledá návrhový diagram (např. obr. 2a, 2b), z kterého se odečte požadovaná velikost pásu (např. DA 320/35). Tyto návrhové diagramy je možné najít také v katalogu výrobce. Další požadavky Na materiál těsnicího pásu mohou být kladeny další požadavky, např. odolnost vůči bitumenu apod. Tyto vlastnosti je nutné též uvést ve výsledné specifikaci navrženého těsnicího pásu. Příklad označení konkrétního těsnicího dilatačního pásu může být např. KUNEX DA 320/35 DIN BV. PŘÍKLAD Č. 1 Návrh vnitřního těsnicího dilatačního pásu typu D z PVC-P dle DIN Zadání: šířka dilatační spáry w nom = 20 mm deformace (pohyby) v dilataci v x = 10 mm, v y = 10 mm, v z = 5 mm tlak vody dle NHV W S = 1,1 bar (11 m vodního sloupce). Výpočet výsledné deformace v dilataci: v = = 15 [mm]. r Volba těsnicího pásu: z návrhového diagramu vnitřního těsnicího pásu typu D (obr. 2a) odečteme konkrétní velikost pásu: D 500. Označení navrženého pásu: např. KUNEX D 500 DIN. PŘÍKLAD Č. 2 Návrh vnějšího těsnicího dilatačního pásu typu DA z PVC-P dle DIN Zadání: šířka dilatační spáry w nom = 20 mm deformace (pohyby) v dilataci v x = 15 mm, v y = 10 mm, v z = 5 mm tlak vody dle NHV W S = 0,6 bar (6 m vodního sloupce). Výpočet výsledné deformace v dilataci: v = = 18,7 [mm]. r Volba těsnicího pásu: z návrhového diagramu vnějšího těsnicího pásu typu DA (obr. 2b) odečteme konkrétní velikost pásu: DA 320 s šesti žebry výšky f 30 mm. Označení navrženého pásu: např. KUNEX DA 320/35 DIN. 34 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

37 f MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY 2a 2b Obr. 1 Detail dilatační spáry s označením směrů pohybu Fig. 1 Detail of a expansion joint, indicating the directions of movement Obr. 2 Návrhový diagram: a) vnitřní těsnicí dilatační pás typ D, b) vnější těsnicí dilatační pás typ DA (p je tlak vody [bar], 1 bar = 10 m vodního sloupce a v r výsledný pohyb v dilataci [mm]) Fig. 2 Design diagram: a) internal expansion sealing tape, type D, b) external expansion sealing tape, type DA (where p is water pressure [bar], 1 bar = 10 m of water column and v r is the resulting movement in the performed joint [mm]) Obr. 3 Vnější těsnicí dilatační pás KUNEX typ DA (a je celková šířka pásu, b šířka dilatační části, k šířka středového profilu a f výška žebra) Fig. 3 External expansion sealing tape KUNEX, type DA (where a is the total width of the tape, b the width of the expansion element, k the width of the bulb and f is the height of the sealing anchor) Obr. 4 Příklad realizace pokládka vnějšího těsnicího dilatačního pásu na podkladní beton Fig. 4 Example of construction installation of external expansion sealing tape on blinding concrete 3 k 4 b a REDUKCE NÁVRHU V PŘÍPADĚ TĚSNICÍCH PÁSŮ VYRÁBĚNÝCH PODLE PODNIKOVÉ NORMY VÝROBCE Těsnicí pásy z PVC-P se vyrábí podle normy DIN 18541, ale každý výrobce vyrábí také těsnicí pásy stejných rozměrů podle tzv. podnikové normy. Jediný rozdíl bývá v materiálu, zejména jeho tažnosti. Norma DIN předepisuje minimální tažnost dilatačních pásů 350 %. Pás vyrobený podle podnikové normy mívá většinou tažnost cca 250 až 300 %. Tuto skutečnost je nutné při návrhu zohlednit a výsledek zredukovat! Nejčastěji se výsledná deformace snižuje o 15 %. Každý výrobce musí mít tuto redukci uvedenu v průkazu použitelnosti těsnicího pásu. PRŮKAZ POUŽITELNOSTI Každý těsnicí prvek musí mít dle TP ČBS 04 tzv. průkaz použitelnosti, aby jej bylo možné zabudovat do stavby. Průkazem použitelnosti může být např. norma (v případě pásů z PVC-P to je DIN 18541, v případě pásů z elastomeru se jedná o DIN 7865) nebo Evropské technické posouzení ETA (v současné době je předpis EAD pouze pro povrstvené těsnicí plechy) nebo všeobecné stavební osvědčení (v případě pásů vyráběných podle podnikové normy výrobce to je např. německé osvědčení ABP). PRAVIDLA ZABUDOVÁNÍ DILATAČNÍCH PÁSŮ Navržený dilatační pás je třeba zabudovat do konstrukce tak, aby správně plnil svoji funkci po celou dobu životnosti stavby. Při zpracování konstrukčních detailů dilatační spáry je třeba dbát především na tyto zásady: umožnit řádné obetonování těsnicího prvku (vzdálenost mezi výztuží a těsnicím prvkem minimálně 20 mm, maximální velikost kameniva v betonu apod.), uvažovat se sklonem 15 krajních částí vnitřního těsnicího pásu při aplikaci v desce, upravit výztuž v okolí vnitřníh o těsnicího pásu, na horní straně desky používat ukončovací těsnicí pás typu FA, nikoli typ DA v obrácené orientaci, aby došlo k důkladnému probetonování, napojování pásů musí být prováděno kvalitním svarem zaručujícím plnohodnotnou funkčnost těsnicího pásu (na stavbě se smí svařovat pouze tupé svary, ostatní ve výrobě), spoje pásů z elastomeru se provádí vulkanizací. Při použití ukončovacího těsnicího pásu typu FA je třeba počítat s tím, že tyto pásy mají omezenou odolnost proti tlakové vodě. Např. běžně používaný pás typu FA 90/20 se čtyřmi žebry je určen pro tlakovou vodu maximálně 0,1 bar (1 m vodního sloupce), proto je vhodné jej používat pouze na površích horních desek, kde se nacházíme již v úrovni terénu. V případě požadavku na větší odolnost proti tlaku vody je nutné použít např. středový pás typu D. ZÁVĚR Návrh těsnicího dilatačního pásu musí být součástí technické dokumentace vodonepropustné betonové konstrukce. Je nutné provést posouzení všech jednotlivých případů vyskytujících se v konstrukci. Označení konkrétních pásů ve výkresové dokumentaci musí být úplné, včetně označení normy DIN. V případě, že bude při výstavbě použit těsnicí pás vyráběný podle podnikové normy výrobce, musí být provedena redukce návrhu o minimálně 15 %. Kromě těsnicích pásů z PVC-P je možné navrhovat do dilatací také pásy z elastomeru. Tyto pásy mají větší tažnost materiálu a umožňují přenos větších deformací v dilataci. Ing. Martin Novotný Jordahl & Pfeifer Stavební technika, s. r. o. novotny@jpcz.cz 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 35

38 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY MEDZIOŠETROVACÍ PROSTRIEDOK PRE BETÓN VÝSKUMY NA ZISTENIE JEHO VPLYVU NA POVRCHOVÉ ÚPRAVY PRIEMYSELNÝCH PODLÁH EVAPORATION RETARDANT AND FINISHING AID FOR CONCRETE RESEARCH LEADING TO FINDING ITS IMPACT ON INDUSTRIAL FLOORS COATS Iris Marquardt, Finn-Niklas Kratt, Sebastian Dittmar, Martin Schnalke Pri zhotovovaní priemyselných podláh z betónu je kritickou fázou čas medzi zabudovaním betónu a hladením betónu, resp. leštením podlahy krídlovou hladičkou. Vysoké teploty a vietor môžu počas tzv. doby odležania viesť k vysokým stratám vody na povrchu betónu, a tým k vzniku poškodení, napr. trhlín alebo odlupovaniu, resp. dutých miest. Poveternostným podmienkam prispôsobené medziošetrenie môže betón účinne ochrániť pred vysušením. Toto bude dosiahnuté nanesením medziošetrovacieho prostriedku (ZNBM Zwischennachbehandlungs mitteln). When constructing industrial floors from concrete, there is one critical phase the time between placing and finishing the concrete slab or polishing concrete with a trowel. High temperatures and wind lead to rapid drying of the concrete surface and therefore to damages, e.g. cracking, flaking or hollow spots. By applying an in-between curing agent (ZNBM Zwischennachbehandlungsmitteln) adjusted to weather conditions, we could protect concrete from drying. Zhotovenie vysokohodnotných povrchových plôch vyžaduje starostlivé a dostatočne dlhé ošetrovanie betónu. Normatívne stanovisko k téme ochrany betónu v prvých hodinách je uvedené v DIN EN Zhotovovanie betónových konštrukcií, v článku 8.5, odseku 5 [2] nasledovne: Po ukončení zhutňovania a úpravy povrchovej plochy betónu je treba povrchovú plochu neodkladne ošetrovať. Ak má byť zabránené vytváraniu trhlín na voľných povrchových plochách následkom počiatočného zmrašťovania, je treba vykonať medzitým ošetrovanie pred úpravou povrchovej plochy. Fólie a tiež tekuté ošetrovacie prostriedky sa všeobecne používajú až potom, keď betón nadobudne matný a vlhký vzhľad alebo je vykonaný posledný krok úpravy povrchu. Medzi uložením betónovej zmesi a úpravou, napr. hladením alebo vykonaním metličkovej úpravy, často nie je urobené žiadne ošetrenie a čerstvý, resp. mladý betón je počas tejto doby doby odležania nechránený. Podľa klimatických podmienok prebieha v tejto fáze vždy značné odparovanie vody cez povrchovú plochu. Priemyselné podlahy z betónu vyžadujú v osobitnej miere vzhľadom na ich veľkú plochu a následnú úpravu logisticky správnu koncepciu ošetrovania. Pritom musí okrem finálneho ošetrovania byť venovaná zvláštna pozornosť aj prechodnej ochrane pred odparovaním v dobe odležania (tzv. medziošetrovanie) [3], [4]. Význam medziošetrovania naberá na dôležitosti pri vysokej miere odparovania, malom obsahu vody, vysokom obsahu jemných častíc a neskorom tuhnutí. Doba odležania pri výstavbe priemyselných podláh je spravidla 3 až 5 h, pričom časový rozsah do vykonávania úprav veľmi závisí od teploty betónu, teploty vzduchu, použitého druhu cementu, hodnoty vodného súčiniteľa a použitých prísad do betónu [3]. V princípe vzniká podľa okolitých podmienok (teplota, relatívna vlhkosť vzduchu, vietor) menej alebo viacej intenzívne odparovanie na povrchu betónu. Napr. pri teplote betónu 20 C, relatívnej vlhkosti 50 % (objemových) a rýchlosti vetra 20 km/h sa odparuje cca 0,6 kg vody z 1 m 2 počas 1 h [5]. V mnohých prípadoch zabraňuje len krvácanie betónu temer úplnému vysušeniu betónovej plochy počas doby odležania. Zvýšením požiadaviek na betón pri výstavbe priemyselných podláh v minulých rokoch a s tým spojené zmeny zloženia betónu, ako napr. používané nízke hodnoty vodného súčiniteľa, sa tento jav ešte viac vyostril. Ďalej vedie zvýšené používanie jemne mletých cementov a prímesí do betónu k separovaniu vody, tzv. krvácaniu povrchu betónu. Podľa [6], ak sa nedosiahne k ochrane betónu počas doby odležania na povrchovej ploche vyžadované separované množstvo vody od 0,3 do 0,5 % (objem.) betónu, nemusí vzniknúť žiadne separovanie vody. V takomto prípade je povrchová plocha betónu už krátky čas po zabetónovaní vysušená a môžu sa objaviť prvé trhliny z vysušovania (obr. 2). Na povrchovej ploche vysušený betón sa nedá už neskôr odborne upraviť a nie je už k dispozícii ani voda potrebná pri posype povrchu betónu tvrdým materiálom. Týmto podstatne stúpa riziko poškodení, medzi iným odlupnutia hladených vrstiev, resp. vznik dutín. Pomocou spoľahlivého medziošetrenia betónu sa môžu v tejto fáze výrazne zmierniť dôsledky škôd na priemyselných podlahách. 1 Odležanie = čas medzi betonážou a ďalšou úpravou betónu Betonáž 0 h Odležanie 3 5 h Hladenie Ošetrovanie 36 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

39 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY 2 Obr. 1 Priebeh zhotovenia a priebeh úprav priemyselnej podlahy z betónu Fig. 1 Construction and curing of a concrete industrial floor Obr. 2 Vytváranie trhlín v počiatočnom štádiu (< 12 h) na vysušenej povrchovej betónovej ploche s posypom z tvrdého materiálu Fig. 2 Cracks in incipient stage (< 12 h) on dried concrete slab surface with spread of hard material Obr. 3 Vplyv medziošetrovacieho prostriedku na odparovanie vody (relatívna vlhkosť vzduchu 65 %, teplota 24 C) Fig. 3 Impact of an in-between curing agent on water evaporation (air: relative humidity 65 %, temperature 24 C) Obr. 4 Zadržiavací účinok [%] na betónovej ploche v prvých 4 h v štandardnom prostredí (relatívna vlhkosť vzduchu 65 %, teplota 20 C) a za podmienok odležania podľa TL NMB-StB 09 [7] (relatívna vlhkosť vzduchu 40 %, teplota 30 C) Fig. 4 Retention impact [%] on a concrete slab during the first 4 hours in standard environment (air: relative humidity 65 %, temperature 20 C) and under conditions for seasoning acc. to TL NMB-StB 09 [7] (air: relative humidity 40 %, temperature 30 C) Spôsob pôsobenia medziošetrovacích prostriedkov Pri medziošetrovacom prostriedku ide o rozstrekovania schopnú ochranu pred odparovaním vody, ktorá sa priamo po zabudovaní betónu dá veľmi jednoducho pomocou vysokotlakového postre kovacieho prístroja aplikovať na povrchovú plochu betónu. Pomocou špeciálneho postrekovača sa rozstreknú účinné látky na vodný film na povrchovej ploche betónu, rozložia sa na povrchovej ploche a vytvoria monomolekulárnu vrstvu na hraničnej ploche vzduch/voda. Uzatvárací účinok tejto vrstvy značne zníži odparo vanie a umožní týmto efektívnu úpravu v relevantných prvých hodinách. Finálny ošetrovací prostriedok sa výrazne odlišuje svojím zložením a koncentráciou od medziošetrovacieho pro striedku. Jeho nanášanie sa vy konáva na matne vlhkú povrchovú plochu betónu. Pri aplikácii na čerstvú betónovú plochu s vodným filmom vzniknú výrazné a nekontrolovateľné straty účinku. Ok rem toho nie je možné ich nanášanie vo forme vrstvy, alebo je to možné len s dodatočnou povrchovou úpravou. Účinok medziošetrovacieho prostriedku môže byť dokázaný meraním odparovania v miske doplňovanej vody. Obr. 3 ukazuje, že meraná miera od parovania počas doby 7 h pri 24 C a 65 % (objem.) relatívnej vlhkosti sa dá výrazne zmierniť. Pri nanesenom množstve 170 g/m 2 bola po 6 h nameraná miera odparovania 25 g (m 2.h) oproti 55 g (m 2.h) nameraným na referenčnej vzorke. Obr. 4 ukazuje uzatvárací (zadr žiavací) účinok na betónovej povrchovej ploche pri nanesenom množstve 170 g/m 2. Počas bežnej doby odležania do 4 h je preto zadržiavací koeficient v štandardnom prostredí 80 až 90 %. Pri zvýšených požiadavkách predpisu TL NBM-StB 09 [7] pri 30 C a 40 % (objem.) relatívnej vlhkosti je zaznamenaný rovnako dobrý zadržiavací účinok v prvých 4 h. Principiálne sa zvyšuje účinok medziošetrovacieho prostriedku s vysušovaním povrchovej plochy pri zvlášť extrémnych podmienkach (40 % relatívna vlhkosť vzduchu, 30 C). Pretože sa toto spravidla zhoduje so začiatkom úpravy povrchovej plochy, nie je to relevantné na ochranu povrchovej plochy. Zriedenie medziošetrovacieho prostriedku na stavbe znižuje obsah účinnej látky. Toto vedie k výraznému zníženiu zadržiavacieho účinku, a preto sa neodporúča. Súhrne sa dá povedať, že medziošetrovací prostriedok, resp. ochrana pred odparovaním musí vykazovať nasledujúce vlastnosti: rovnomerné rozloženie na vlhkej povrchovej ploche betónu, kombinovaný účinok ako pomôcky pri hladení povrchovej plochy betónu, výrobok sa musí nechať ľahko za pracovať do povrchovej plochy a nesmie vytvárať žiadne narušenie súdržnosti v betóne alebo priľnavosti k nasledujúcej poťahovej vrstve, zadržiavací účinok by mal počas doby odležania byť porovnateľný s účinkom prostriedku na finálnu úpravu. Najmä ohľadom vplyvu medziošetrovacieho prostriedku na súdržnosť neskoršie aplikovanej povrchovej úpravy trvala u užívateľov doposiaľ určitá neistota. Predkladaný príspevok ukazuje výsledky výskumov k tomuto problému. Výskumy boli vykonané s použitím na trhu už mnohokrát použitého medziošetrovacieho prostriedku. SAMOTNÝ VÝSKUM Použité materiály Betónové platne, ktoré slúžili ako skúšobné polia, boli zhotovené z (nevystuženého) transportbetónu vhodného pre priemyselné podlahy s konzistenciou F4. Maximálne zrno kameniva bolo 16 mm. Ako medziošetrovací prostriedok (ZNBM) bol použitý roztok MasterKure 111WB [8]. Bol nanesený v množstve 100, resp. 200 g/m 2 na čerstvú betó- 3 Odparovanie z povrchovej plochy [g/m 2 ] Referenčná hodnota bez medziošetrovania 170 g/m 2 MasterKure 111WB (objem. relat. vlhkosť vzduchu 65 %) Čas [h] 4 Uzatvárací účinok [%] g/m 2 MasterKure 111WB prostredie podľa TL NMB StB 09 (objem. relat. vlhkosť vzduchu 40 %; 30 C) 170 g/m 2 MasterKure 111WB štand. prostredie (objem. relat. vlhkosť vzduchu 65 %; 20 C) Čas [h] 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 37

40 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY novú plochu ihneď po uložení betónu. Použité systémy povrchových úpravy sú uvedené v tab. 1. Výskumný program V rámci výskumného programu boli betónové skúšobné polia zhotovené bez a s použitím medziošetrovacieho prostriedku. Okrem rôznych nanesených množstiev bol zohľadnený aj vplyv hladenia povrchu tým, že pri nanesenom množstve 200 g/m 2 bol medziošetrovací prostriedok na jednej strane iba nastriekaný a na druhej strane bol do betónovej povrchovej plochy zapracovaný pomocou hladenia. Celkovým počtom skúmaných kombinácií bolo 20 skúšobných polí. Na odhad vhodnej doby na hladenie a na analýzu chýb boli plánované ďalšie skúšobné polia. Na každej skúšobnej ploche boli vykonané tri skúšky na zistenie povrchovej pevnosti, resp. pevnosti v súdržnosti. Rozmiestnenie polí ( mm) sa realizovalo na dvoch betónových platniach s rozmermi 2 1,2 0,1 m. Tab. 1 Systémy povrchových úprav Tab. 1 System adjustments to surface area and coating systems Označenie Systém Použitie HS EP1 EP2 Z Vsyp (posyp) z jemného tvrdého materiálu ako cementom spájaná suchá stavebná hmota Epoxidovou živicou spájaná vrstva Epoxidovou a polyuretánovou živicou spájaná vrstva Prísadami modifikovaná špeciálna cementová malta Obr. 5 Zabudovanie čerstvého betónu Fig. 5 Building in concrete Obr. 6a,b Stanovenie časového bodu pre začiatok hladenia betónu pomocou HUMM sondy Fig. 6a,b Setting the time for beginning of trowelling concrete with the HUMM probe Obr. 7 Prístroj na meranie súdržnosti a nalepená skúšobná doštička Fig. 7 Device for measuring cohesion and glued-on test plate Úprava povrchovej plochy pre zvýšenie odolnosti proti obrusu a tvrdosti povrchovej plochy, nanesené množstvo 3 kg/m 2 OS 8 tuhá vrstva pre pojazdné, mechanicky stredne až ťažko zaťažené plochy, hrúbka vrstvy cca 2 mm OS 8 tuhá vrstva pre pojazdné, mechanicky stredne až ťažko zaťažené plochy, hrúbka vrstvy cca 3 mm Samonivelizačná, podlahu vyrovnávajúca hmota, hrúbka vrstvy cca 10 mm 5 Zhotovenie skúšobných polí Pri zhotovovaní betónových platní bol transportbetón privezený, uložený a zhutnený v dvoch preglejkových debneniach natretých fenolovou živicou (obr. 5). Následne boli betónové povrchové plochy stiahnuté vodovážnou latou. Priamo v nadväznosti na uloženie betónu nasledovalo nanesenie medziošetrovacieho prostriedku na čerstvú betónovú plochu, na jednej strane s naneseným množstvom 100 g/m 2 a na druhej strane s 200 g/m 2. Moment pre začatie hladenia betónu bol určený pomocou merania hĺbky vniknutia tzv. HUMM sondy (obr. 6). Pri tomto skúšobnom postupe je kovová tyčka so závažím prstencovitého tvaru (s hmotnosťou 1 kg) kolmo vtláčaná do betónu až po prvú značku (hĺbka vniknutia 10 mm). Následne sa nechá závažie padnúť 25. Pritom sonda preniká stále viac do betónu. Pri hĺbke vniknutia od 55 do 45 mm je dosiahnutý moment, pri ktorom je betón spravidla pochôdzny a vhodný na začatie hladenia. Pri dosiahnutí momentu pre začatie hladenia betónu boli skúšobné polia ručne, pomocou hladidla kruhovými pohybmi hladené a týmto spôsobom obo hatené cementovou pastou a pastou z jemného materiálu. Súčasne bol vtieraný medziošetrovací prostriedok ak to bolo plánované na danom skúšobnom poli. Pozitívne bolo pri tom zistené, že skúšobné polia s medziošetrovacím prostriedkom môžu byť ľahšie vyhladené ako skúšobné polia bez tohto prostriedku. Ďalej na príslušných skúšobných poliach bola rovnomerne na povrch betónu nanesená cementom viazaná suchá zmes so vsypom (HS) v množstve 3 kg/m 2. Nadväzne boli povrchové plochy zahladzované hladidlom, až kým nevznikla hladká, lesklá povrchová plocha. Po zahladení nasledovalo ošetrovanie úplným pokrytím betónových platní polyetylénovou fóliou. Trvanie ošetrovania bolo stanovené podľa DIN , tab. 5.NA [9]. Zodpovedajúco programu výskumu boli aplikované rozličné systémy nanesenia vrstvy na povrch betónu. Pri systémoch viazaných epoxidovou živicou (EP1) to bol dvojvrstvový systém, pozostávajúci zo základného náteru s opieskovaním a krycej vrstvy. Trojvrstvový systém viazaný epoxidovou a polyuretánovou živicou (EP2) obsahoval navyše opieskovanú posypovú vrstvu. Cementom viazaný systém na vytvorenie vrstvy Z sa skladal zo základného náteru a cementom viazanej vyrovnávacej vrstvy. Obsah vody v betóne je pre aplikáciu polymérmi viazaných povrchových úprav ohraničený maximálnou hodnotou 4 % (hmotn.). Skúška sa vykonávala metódou vysušovania. Pred nanesením vrstvy bol povrch betónu skúšobného poľa očistený (resp. odprášený) pomocou priemyselného vysávača od uvoľnenej špiny, aby sa tak umožnila optimálna adhézia (priľnavosť) vrstvy, resp. základného náteru. Z dôvodu chýb pri spracovaní nezatvrdla dvojzložková krycia vrstva z epoxidovej živice, ktorá bola plánovaná pre oba polymérmi viazané systémy nanesenia vrstvy EP1 a EP2. Aby sa v niektorých častiach odstránila nezatvrdnutá krycia vrstva, bol použitý materiál Isopropanol ako rozpúšťadlo. Pri EP1 bol týmto spôsobom obnažený základný náter a pri EP2 posypaná vrstva. Základný náter a posypaná vrstva nevykázali žiadne chyby a kontaktná zóna s betónom bola nedotknutá, a tak bol vylúčený eventuálny nepriaznivý účinok na následné skúšky súdržnosti. Skúšky povrchovej pevnosti a pevnosti v súdržnosti Na skúšobných poliach boli vykonané skúšky na stanovenie pevnosti v súdržnosti, resp. povrchovej pevnosti v ťahu betónu [10], [11], [12]. Na skúšobných poliach so systémami s úpravou povrchu a na skúšobných poliach so systémami s nanesením vrstvy na povrch betónu bola skúšaná 38 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

41 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY 6a 6b 7 pevnosť v súdržnosti, ktorá okrem iného charakterizuje adhéziu rôznych systémových vrstiev, príp. adhéziu v hraničných plochách danej vrstvy k betónu. Na bežných skúšobných poliach bez systému úpravy povrchu a bez systému s nanesením vrstvy na povrch betónu bola naproti tomu meraná povrchová pevnosť v ťahu betónu, ktorá popisuje kohéziu okrajovej zóny betónu pri ťahovom namáhaní. Na každom skúšobnom poli bola stanovená priemerná pevnosť v súdržnosti, resp. povrchová pevnosť v ťahu betónu na základe troch skúšobných výsledkov. Za tým účelom bola na skúšobné plochy nalepená skúšobná doštička s priemerom 50 mm na plochu ohraničenú vyvŕtanou kruhovou drážkou. Aby sa v prípade chybného merania alebo neúplného nalepenia mohlo vykonať ďalšie meranie, bola na každom skúšobnom poli ako rezerva vyvŕtaná štvrtá kruhová drážka (ohraničujúca ďalšiu plochu na príp. nalepenie skúšobnej doštičky o priemere 50 mm). VÝSLEDKY POKUSOV A ICH VYHODNOTENIE Podklady Medziošetrovací prostriedok sa nachádza len na povrchovej ploche betónu, resp. v okrajovej zóne v blízkosti povrchu. Mohol teda ovplyvňovať hraničnú plochu medzi betónom a systémom pre vytváranie vrstvy a/alebo hornými 2 až 3 mm betónu. Dôležité informácie o pevnostnom chovaní sa rôznych systémov a popríp. o vplyve medziošetrovacieho prostriedku vyplývajú preto z pri skúškach sa vyskytujúcich prípadov oddelenia, resp. spôsobov porušenia (zlyhania). Ak sa odtrhnutie nachádza v betóne, bude nameraná povrchová pevnosť v ťahu β OZ betónu ( prípad oddelenia A ). Pevnosť v súdržnosti β HZ bude naproti tomu stanovená, ak sa odtrhnutie vyskytne v hraničnej ploche medzi povrchom betónu (A) a systémom s úpravou povrchu alebo so systémom s nanesením vrstvy na povrch betónu (B) ( prípad oddelenia A/B ). Porušenie (zlyhanie) vo vrstve ( prípad oddelenia B ) pripúšťa jednako záver, že povrchová pevnosť v ťahu a pevnosť v súdržnosti v hraničnej ploche A/B sú s veľkou pravdepodobnosťou väčšie ako na merané hodnoty, pretože odtrhnutie vždy nastáva na najslabšom mieste. Vyhodnotenie výsledkov výskumov Pri skúškach povrchovej pevnosti v ťahu a pevnosti v súdržnosti sa v podstate vyskytovali dva spôsoby prípadov oddelenia, a to odtrhnutia v betóne prípad oddelenia A a čiastočne odtrhnutia v komponentoch systémov pre vytváranie vrstvy prípad oddelenia B. Prípady oddelenia v hraničných plochách medzi betónom a systémom s úpravou povrchu alebo so systémom s nanesením vrstvy prípad oddelenia A/B neboli zistené. Pri spôsoboch oddelenia A nastali odtrhnutia v o niečo hlbšie ležiacej zóne do t = 10 mm, ale ne na stali v horných 3 mm betónu. Z to ho sa dá de - dukovať, že pevnosť v hornej okrajovej zóne betónu je s veľ kou prav depodobnosťou prinaj men šom rov na ko vysoká ako v hlbšie polo že ných oblastiach betónu. Zníženie pevnosti použitím medziošetrovacieho pro striedku nebolo teda znateľné. Na vzájomné porovnávanie povr chovej pevnosti v ťahu a pevnosti v súdržnosti boli brané do úvahy prípady oddelenia rovnakým spôsobom. Rele vantné pre postavenie tejto otázky sú len odtrhnutia v betóne ( prípady oddelenia A ), pretože tu medziošet rovací pro striedok mohol mať po prí p. vplyv na pevnosť. Obr. 8 ukazuje pri použití prípad oddelenia A (lom v betóne) získané priemerné povrchové pevnosti v ťahu skúšobných polí v závislosti od rôznych povrchov, príp. od rôznych sys témov s úpra vou povrchu alebo od rôznych systé mov s nanesením vrstvy na povrch betónu. V päte príslušného stĺpče ka je daný počet n lomov v betóne, a tým počet namera ných hodnôt použitých pre výpočet prie mernej hodnoty. Pri stĺpčekoch (bez zafarbenia) s n = 0 boli len lomy vo vrst ve. Preto tu môže byť uvedené len, že povrchová pevnosť v ťahu β OZ je s veľkou pravdepodobnosťou vyššia ako zistená hodnota. Pri priemernej hodnote, ktorá bola vypočítaná na zá klade jednej alebo dvoch nameraných hodnôt (n = 1, resp. 2), je výpovedná hodnota oproti trom nameraným hodnotám (n = 3) nutne znížená. Vzniknuté prípady oddelenia B (porušenie vo vrstve) sa môžu čia sto č - ne vzťahovať k zvyškom nezatvrdnutej krycej vrstvy z epoxidovej živice (skúšobné polia EP1 a EP2). U prípadov oddelenia B boli namerané výrazne nižšie pevnosti ako pri prípadoch oddelenia A. Pri skúšobných poliach, na ktorých sa vyskytli tri prípady oddelenia B, môže byť z toho odvo dené, že povrchová pevnosť v ťa hu β OZ a pevnosť v súdrž nosti β HZ medzi povrchom be tónu (A) a vrstvou (B) je s veľkou pravdepodobnosťou väčšia ako zistená hodnota (obr. 8; n = 0 porušenie vo vrstve). V prípadoch oddelenia A ležia namerané priemerné povrchové pevnosti v ťahu medzi 2,3 a 3,4 N/mm 2 a týmto sú podstatne vyššie nad často požadovanú hodnotu vzťahovanú na povrchové systémy 1,5 N/mm 2. Rozsah kolísania výsledkov zodpovedá bežnému rozpätiu skúšobnej metódy. Z výsledkov môže byť odvodené, že skúšaný medziošetrovací prostriedok nemá žiadny negatívny vplyv na okrajovú zónu betónu v blízkosti jeho povrchu. Oveľa viac budú v tejto oblasti povrchové pevnosti v ťahu ovplyvnené charak- 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 39

42 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY Priemerná povrchová pevnosť betónu [N/mm 2 ] 8 0 (bez ZNBM) ZNBM-100 ZNBM-200 ZNBM-200oG (bez povlaku vrstvy / úprava) 0 (bez ZNBM) ZNBM-100 ZNBM-200 ZN-200oG neskúmané teristikou betónu a jeho spracovaním pri zhotovovaní povrchovej plochy. Pri skúšobných plochách so vsypom (posypom) z tvrdého materiálu HS napr. viedli skúšky nezávisle od medziošetrovacieho prostriedku a jeho nanášaného množstva k rovnakej povrchovej pevnosti v ťahu. Vsyp (posyp) a intenzívne dodatočné spracovanie viedli týmto často ku konsolidácii hodnôt. KONEČNÉ ZÁVERY A ODPORÚČANIA PRE PRAX Medziošetrovací prostriedok nanášaný na ešte vlhký povrch betónu chráni betón v kritickej dobe odležania medzi zabudovaním betónu a je ho následnou úpravou a znižuje prav de podobnosť skorej tvorby trhlín. Účinnosť môže byť zistením uzatvárajúceho koeficientu potvrdená v prvých relevantných hodinách. Ďalej bolo pri existujúcich výskumoch dokázané, že nenastáva žiadne porušenie súdržnosti medzi betónom, ktorý bol ošetrený medziošetrovacím prostriedkom MasterKure 111WB, a systémom s úpravou povrchu alebo systémom s nanesením vrstvy na povrch betónu. Hraničná plocha medzi betónom a vrstvou nebola použitím medziošetrovacieho prostriedku negatívne ovplyvnená. Za určitých, predtým uvedených, okol ností vznikajú ojedinele porušenia vo vrstvách. V prevažnej väčšine boli porušenia zistené v be tó ne, v hĺbke podstatne väčšej ako 3 mm. Adekvátne vykazovali okrajové zóny betónu v blízkosti jeho povrchu (t 3 mm) pod systémami s úpravou povrchu alebo systémami s nanesením vrstvy na povrch betónu, nezávisle od medziošetrovania, s veľkou pravdepodobnosťou vyššie 0 (bez ZNBM) ZNBM-100 ZNBM-200 ZNBM-200oG 0 (bez ZNBM) ZNBM-100 ZNBM-200 ZNBM-200oG 0 (bez ZNBM) ZNBM-100 ZNBM-200 ZNBM-200oG n = počet lomov v betóne n = 0 porušenie vrstvy ZNBM medziošetrovací prostriedok pevnosti ako hlbšie ležiace oblasti betónu do t = 10 mm. Toto dovoľuje urobiť záver, že medziošetrovací prostriedok nemá žiaden negatívny vplyv na povrchovú pevnosť v ťahu hornej okrajovej zóny betónu do hĺbky 3 mm. Ale ukazuje sa, že kvalita betónu v okrajovej zóne betónu v blízkosti povrchu bude skôr zlepšená. Súčasne sa nevyskytlo žiadne narušenie adhézie medzi be tó novým podkladom a na povrch naneseným upravujúcim systémom alebo systémom s nanesením vrstvy na povrch betónu. Výskumy ďalej ukázali, že tu skúmaný medziošetrovací prostriedok môže prispieť k zlepšeniu spracovateľnosti Literatúra: [1] KRATT, F.-N. Einfluss eines Zwischennachbehandlungsmittels auf die Haftzugfestigkeit von Oberflächenvergütungs- und Beschichtungssystemen für Industrieböden aus Beton. Lübeck, Diplomová práca. Odborná škola Lübeck. [2] DIN EN Ausführung von Tragwerken aus Beton V spojení s DIN Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton, Teil 3: Bauausführung Anwendungsregeln zu DIN EN [3] DEUTSCHE BAUCHEMIE. Anwendung von Fließmitteln auf PCE-Basis im Industriebodenbau. Informačný spis. 1. vydanie. Frankfurt: Deutsche Bauchemie e.v. (Nemecká stavebná chémia, registrované združenie), [4] KRELL, J. Oberfläche und Nachbehandlung von Industrieböden aus Beton. In: Tagungsband 4. Symposium Baustoffe und Bauwerkserhaltung Industrieböden aus Beton. Karlsruhe: Universitätsverlag Karlsruhe, [5] Zement-Merkblatt Betontechnik B 8. Nachbehandlung und Schutz des jungen Betons. Düsseldorf: Verein Obr. 8 Priemerné povrchové pevnosti v ťahu β OZ skúšobných polí Fig. 8 Average surface tensile strength of test fields β OZ be tónu. Pred použitím medzioše trova cieho prostriedku sa všeobecne odporúča vypracovať technologický predpis, čo sa týka nanášaného množstva a odbor ného použitia. Opti málne je odsúhlasenie koncepcie dodatočnej úpravy pre priemyselné podlahy pozostávajúcej z medziošetrenia v dobe odležania a finálnej úpravy (zodpovedajúcej DIN ) po ukončení úpravy povrchu. Použitím vhodného medzioše trovacieho prostriedku môže byť zvýšená kvalita priemyselných podláh z betónu a podstatne môže byť znížený potenciál škôd spôsobený nepostačujúcou ochranou betónového povrchu v dobe odležania medzi zabudovaním betónu a úpravou povrchu. Pr of. Dr. Iris Marquardt Fachhochschule Lübeck M. Eng. Finn-Niklas Kratt Altus Bau GmbH Dipl.-Ing. Sebastian Dittmar BASF Construction Solutions GmbH Dr. Martin Schnalke BASF Construction Solutions GmbH Deutscher Zementwerke e. V. (Združenie nemeckých cementární, registrované združenie), [6] Krell-consult. Aus Wissen wird Nutzen. Beton Hilden, [7] TL NBM StB 09. Technische Lieferbedingungen für flüssige Betonnachbehandlungsmittel [8] BASF. Technisches Merkblatt MasterKure 111WB. Technické upozornenie (inštruktážny list). Ludvigshafen: BASF Construction Solutions GmbH, [9] DIN Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton Teil 3: Bauausführung Anwendungsregeln zu DIN EN [10] DIN EN Produkte und Systeme für den Schutz und die Instandsetzung von Betontragwerken, Prüfverfahren Messung der Haftfestigkeit im Abreißversuch [11] DIN EN Prüfverfahren für Estrichmörtel und Estrichmassen Teil 8: Bestimmung der Haftzugfestigkeit [12] DIN Prüfverfahren für Beton; Festbeton in Bauwerken und Bauteilen BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

43 AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS STUDENTSKÉ NÁVRHY STANIC METRA D Náměstí Míru Náměstí Bratří Synků Pankrác Olbrachtova Nádraží Krč Nemocnice Krč V příspěvku je představen projekt, který vypracovali studenti 2. ročníku Fakulty architektury ČVUT v Praze v atelieru Roth bauer a který byl vystaven také v ga lerii Kvalitář v Praze. Jde o šest semestrálních prací, v kterých studenti vypracovali vlastní návrhy podob nových stanic pražského metra D. Sami autoři vysvětlují vznik svých návrhů: Vzhledem k tomu, že studujeme architekturu, napadlo nás vypracovat vlastní návrhy metra D. Nejen jako protest proti návrhům současným, ale zároveň jako možnost přiučit se něco nového, protože projekce dopravní podzemních staveb se u nás na fakultě neučí. Oslovili jsme proto Metroprojekt, který nám vyšel velmi vstříc, a dokonce jsme dostali možnost s inženýry z této společnosti naše návrhy konzultovat. Co se týká samotné architektury, snažili jsme se přiblížit přístupu navrhování stanic před rokem Tedy vtisknout do stanice něco navíc, jakýsi vnitřní výraz, který vytvoří kvalitní veřejný prostor. Neměli jsme ambice navrhovat místo, kam by lidé chodili trávit volný čas ostatně pro to stanice metra neslouží. Naopak jsme se snažili být co nejvíce upřímní a užít materiál, který je v metru všude beton. Nezohledňovali jsme ale spoustu dalších faktorů (např. rozpočet stavby, technické prostory atd.), protože potom bychom měli ze semestrální práce práci spíše diplomovou. Z šesti zajímavých návrhů jsme pro prezentaci na tomto místě vybrali dva, u nichž je výrazným způsobem použit pohledový beton. NÁMĚSTÍ MÍRU MODRÝ NEON Jan Bittner ve svém návrhu očišťuje stanici od nepřehlednosti informačního systému a zároveň nepřehlednosti urbanistického řešení počtu a situování východů. Proto je stanice strohá, ovšem přehledná. Základním vodítkem je modrá linka, která provazuje všechna důležitá místa stanice, neboť chvíle bez přebytku informací je změna. Změna může být relax. A kdo by si nechtěl odpočinout třeba právě při čekání na metro? Vstup z ulice je v návrhu vsazen do parteru domu, čímž zůstává struktura ulice i domu nenarušena. jsem zvýraznila právě propojovací lodě mezi nástupišti, ty jsou totiž centrem veškerého pohybu a dění ve stanici. Tento důraz je tvořen pouze nátěrem syté modré barvy, která je barvou trasy D. Dalším prvkem, který jsem zvolila, jsou světla umístěná ve směru pohybového toku (paralelně s loděmi). Snažila jsem se tak o vytvoření pocitu pohybu, proudu, plynulosti, protože právě takovýto dojem ve mně stanice metra vyvolává. Cílem studentů rozhodně není pouze kritizovat Metroprojekt za současnou podobu ná vrhů stanic. Aby nezůstalo pouze u slov, v listopadu ve spolupráci s Czech Design Weekem zorganizovali diskusi se zástupci magistrátu, Metroprojektu a dalších zúčastněných a v prosinci uspořádali přednáškový cyklus na Fakultě architektury, kde se s odborníky věnovali tématům provozu a historie metra, orientačnímu systému, stavbě metra a umění v metru. Stanice Náměstí Míru Stanice Olbrachtova Snažili jsme se držet přísně geometrických forem, které po doplnění o specifický prvek vytvoří jedinečnou kombinaci v každé stanici. Zároveň však všechny stanice působí podobným výrazem, tedy bezpochyby lze poznat, že se jedná o stanice na stejné lince. Přestože se jedná spíše o konceptuální studii, lze říci, že naše návrhy splňují většinu norem. OLBRACHTOVA Tato stanice je kvůli své poloze v rámci trasy ražená. Jedná se o zastávku s dvoulodním uspořádáním a tento tvar Veronika Hušková použila jako rozlišovací znak. Můj návrh tedy vychází z principů zdůraznění tvaru kleneb, tj. tvaru stanice, a snadné čitelnosti stanice metra uživatelem. Z toho důvodu Studenti věří, že díky jejich aktivitám získá odborná i laická veřejnost nový pohled na věc. Více informací na nebo na webu Redakce děkuje Janu Bittnerovi za ochotné poskytnutí podkladů. 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 41

44 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH STANOVENÍ SOUČINITELE TŘENÍ KLUZNÉHO SOUVRSTVÍ PŘEDPJATÝCH PODLAH A STUDIUM JEHO VLIVU NA JEJICH STATICKÉ CHOVÁNÍ EXPERIMENTAL AND NUMERICAL ASSESSMENT OF SLAB-ON-GRADE FRICTION COEFFICIENT Kateřina Horníková, Marek Foglar, Jiří Kolísko, Jan Kolář Kluzná souvrství realizovaná mezi předpjatou podlahou a podkladní vrstvou jsou nedílnou součástí technologie předpjatých podlah. Tuhost a součinitel tření souvrství hrají významnou roli při samotném návrhu předpětí a jejich vhodným návrhem lze eliminovat ztráty předpětí, a tím zabránit vzniku trhlin. Byl navržen a uskutečněn původní experimentální program s cílem stanovit součinitel tření tří kluzných souvrství. Výsledky experimentu byly následně aplikovány do výpočetního programu, kde bylo simulováno chování předpjatých desek na základě použitého kluzného souvrství. Výstupem celého experimentálního programu jsou hodnoty tří součinitelů tření spolu s určením jejich vlivu na ztráty předpětí. Key issue in the design of prestressed slab-on-grade represents the deformable layer arrangement between prestressed slab and the subsoil. The vertical resistance and friction coefficient of sliding joints plays a very important role in design of prestressing forces. Value of prestress losses can be reduced by a sophisticated design of deformable layer arrangements. Original experimental program focusing on determination of friction coefficient for three different layer arrangements was designed and performed. Results of this experimental programme were used in numerical simulations, where the behaviour of pre-stressed slabs depending on the sliding joints arrangement was analysed. As a result of the experimental program, three values of friction coefficient were provided and their effect on prestressing losses was evaluated. Předpjaté podlahy jsou dodatečně předpjaté základové desky na pružném podloží. Předpjatá deska je centricky předepnuta, jelikož ohybové momenty vyvolané excentricitou předpětí jsou zde nežádoucí. Oproti jiným předpjatým konstrukcím zde musí být zohledněna ztráta předpětí třením konstrukce o pružné podloží. Tato interakce a také samotné statické působení předpjatých podlah je popsáno v Aeberhard a kolektiv [1]. Interakci předpjatých konstrukcí v kontaktu s podložím (základových desek, pásů, roštu aj.) se věnuje Sekanina [2]. V místě kontaktu předpjaté podlahy s podložím je deska ovlivněna její podkladní vrstvou. V případě velkého tření (velkého spolupůsobení desky s podkladem) hrozí, že deska nebude působit jako centricky předpjatá a napětí bude přenášeno i podkladními vrstvami. Naopak pokud je povrch příliš hladký, hrozí ztráta kontaktu desky s podkladem, a tím možné zvedání okrajů desky vlivem výrobní excentricity předpětí, následně vznik tahových napětí při spodním povrchu desky a vznik tahových trhlin, což je popsáno především v Sekanina & Čajka [3] a v Aeberhard a kolektiv [1]. Díky kontaktu desky s podkladní vrstvou dochází v předpínací výztuži ke ztrátám předpětí třením desky o podloží. Ztráty předpětí, které u předpjatých podlah probíhají, jsou popsány v Krishna Raju [4]. Velikost ztrát předpětí je závislá nejenom na tření mezi deskou a podkladní vrstvou, ale také na jejích rozměrech, zatížení a konkrétních vlastnostech samotného kontaktu. Postup správného návrhu předpjaté podlahy a především správný výpočet veškerých ztrát předpětí, tedy i ztrátu třením o podloží, popisuje Trygstad [5]. Ztrátu předpětí třením desky o podloží lze dle druhu zvolené kluzné vrstvy chápat jako ztrátu okamžitou, pokud se její vlastnosti nemění v čase. V případě kdy se do vrstvy použijí materiály, v kterých probíhají reologické změny, se jedná o dlouhodobou ztrátu předpětí. Tuto problematiku popisuje Sekanina [2]. Právě z důvodu eliminace ztrát předpětí třením o podloží, ale také z důvodu eliminace tahových trhlin a zabránění ztráty kontaktu s podložím se pod předpjaté podlahy realizují kluzná souvrství. Možné varianty kluzných souvrství jsou uvedeny v Mynarčík [6], kde je zmiňováno především použití asfaltových souvrství, která současně slouží jako hydroizolace a zároveň se využívá jejích reologických vlastností. Porovnání vlastností souvrství z asfaltových pásů a fólií je uvedeno v Janulikova [7]. Oba typy souvrství byly testovány při různých zatíženích a teplotách. Samotné chování asfaltových pásů jako kluzného souvrství je uvedeno v Janulikova [8]. Výhodou využití asfaltových souvrství jsou především jeho deformační vlastnosti v čase, které umožňují snížit tření styku desky s podložím. Součinitel tření kluzného souvrství hraje významnou roli při samotném návrhu desky. Z fyzikálního hlediska je možné součinitel tření dělit na statický a dynamický. Jejich stanovení mezi různými stavebními materiály se věnuje Brumund & Leonards [9]. Stanovením součinitele tření mezi betonovou deskou (bez předpětí) a podložím se podrobně věnuje Lee [10]. V Jeong [11] jsou již uvedeny výsledky pro různé typy kluzných vrstev. V tomto případě byla provedena polní zkouška analyzující pět různých kluzných souvrství (kombinace štěrku, PE fólie a asfaltu). Samotnou interakcí předpjaté podlahy s podložím se zabývá Cajka & Burkovic & Buchta [12]. Při prezentovaném experimentu byl kladen důraz především na hodnoty deformací a ohybových momentů v desce. K samotnému porozumění interakce desky s podložím pak sloužila statická zatěžovací zkouška, jejíž výsledky jsou prezentovány v Cajka & Mynarcik & Labudkova [13]. Tento příspěvek je zaměřen na stanovení součinitele tření kluzného souvrství. Byl realizován experimentální program, v rámci něhož byla provedena dvouosá smyková zkouška na zkušebních tělesech skládajících se ze segmentu podlahy, kluzného souvrství a podkladní vrstvy. Smyková zkouška vedla ke stanovení součinitelů tření tří daných kluzných souvrství. Současně s tím byla stanovena jejich tuhost, definovaná maximální vodorovnou silou a příslušnou vodorovnou deformací, které je kluzné souvrství schopné odolat. Smyková zkouška byla doplněna dilatometrickým měřením smrštění betonu všech zkušebních těles, sloužícím ke kontrole spolupůsobení segmentu podlahy a podkladní vrstvy. V následující části byly výsledky získané smykovou zkouškou aplikovány do výpočetního programu s cílem zjistit, jak součinitel tření a tuhost daných souvrství ovlivní velikost ztrát předpětí třením o podloží. 42 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

45 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 1 2 Propad v % hmotno zrnito propadu frakce 0-4 5,6 11, , ,063 0,125 0,25 0 0,0 0,1 1,0 10,0 100,0 Velikost sítových otvo [mm] EXPERIMENT Popis experimentu Zkušební tělesa a použitá kluzná souvrstv Zkušební tělesa byla tvořena podkladní vrstvou, kluzným souvrstvím a segmentem předpjaté podlahy. Půdorysný rozměr zkušebních těles byl mm. Výška podkladní vrstvy byla 150 mm, výška segmentu podlahy byla 200 mm. Obě části byly vyrobeny z prostého betonu C30/37. Schéma podoby zkušebních těles je znázorněno na obr. 1. Experimentálně byl zjišťován součinitel tření u čtyř různých souvrství, která jsou uvedena v tab. 1. Na obr. 2 je znázorněna čára zrnitosti říčního písku použitého pro kluzné souvrství. Dvouosá smyková zkouška Uspořádání zkoušky je znázorněno na obr. 3 a 4. Podkladní vrstvě byl zamezen 3 vodorovný posun. Na segment podlahy působily přes roznášecí desky dva hydraulické válce, jeden svisle na středu prvku, druhý vodorovně. Aby svisle působící síla nebránila volnému pohybu segmentu podlahy, byly na roznášecí desku umístěny kovové válečky. Jejich umístění je patrné z obr. 4. Vodorovný posun byl měřen čtyřmi potenciometrickými snímači, vždy jeden pár pro segment podlahy a jeden pár pro podkladní vrstvu tak, aby bylo možno stanovit vzájemný posun. Osazení potenciometrických snímačů je znázorněno na obr. 5. Síly vyvozené hydraulickými válci byly měřeny snímači síly osazenými na válcích. Vzorky byly svislou silou zatěžovány v pěti krocích. Celé zatěžovací schéma je uvedeno v tab. 2 i se zohledněním vlastní tíhy a tíhy konstrukce pro zavedení síly. Ve všech případech byla uvažována váha segmentu podlahy 120 kg. Při působení konstantní svislé síly byly vzorky v těžišti betonové podlahové desky zatěžovány (usmýkávány) zvyšující se vodorovnou silou. Při zatěžování byla zaznamenávána velikost svislé síly, vodorovné síly a vodorovného posunu. Při dosažení maximálního posunu 5 mm bylo zatěžování ukončeno. Vodorovné zatěžování bylo řízeno posunem a rychlost zatěžování vodorovnou silou byla 0,025 mm/s. Obr. 1 Použitá kluzná souvrství Fig. 1 Deformable layers arrangement Obr. 2 Čára zrnitosti použitého říčního písku, frakce 0 4 Fig. 2 Grading curve, sand 0 4 Obr. 3 Uspořádání zkoušky Fig. 3 Experiment arrangement photo Obr. 4 Schéma uspořádání zkoušky Fig. 4 Experiment arrangement scheme Obr. 5 Schéma rozmístění poten ciometrických snímačů Fig. 5 Scheme of potentiometric sensors layout 4 5 Tab. 1 Použitá kluzná souvrství Tab. 1 Deformable layers arrangement č. Souvrství Poznámky 1 beton beton 2 beton HDPE fólie geotextilie HDPE fólie tl. 1 mm, HDPE fólie beton geotextilie 400 g/m 2 3 beton HDPE fólie HDPE fólie beton HDPE fólie tl. 1 mm 4 beton písek beton Říční písek pískovna Dobřín, frakce 0 4, mocnost 50 mm, křivka zrnitosti obr. 2 Tab. 2 Zatěžovací schéma dvouosé smykové zkoušky Tab. 2 Loading scheme for bi-axial shear test Svislá síla zkušebního systému [kn] Zatěžovací schéma Vlastní tíha bloku + tíha roznášecího zařízení [kn] Celkové zatížení [kn] Kontaktní napětí [kpa] 0 1,2 1,2 4,8 2,5 1,2 + 0,37 4,07 16,3 10 1,2 + 0,37 11,57 46,3 17,5 1,2 + 0,37 19,07 76,3 25 1,2 + 0,37 26,57 106,3 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 43

46 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Všechny zkoušky probíhaly kontinuálně po dobu jednoho týdne, při teplotě 22 až 27 C a relativní vlhkosti vzduchu v rozmezí 40 až 57 %. Dilatometrické měření Doplňujícím měřením ke smykové zkoušce bylo měření smrštění zkušebních těles. Cílem bylo zjistit, jaký vliv má použité kluzné souvrství na smrštění segmentu podlahy. 6 Dilatometrické měření probíhalo na horní ploše zkušebních těles. Zahájeno bylo třetí den po betonáži horní části zkušebního tělesa (obr. 1). Měření probíhalo kontinuálně, ve dvou navzájem kolmých směrech až do zahájení smykových zkoušek. Obr. 6 znázorňuje umístění měřicích terčů včetně vyznačení směrů měření. Odměrná délka byla 250 mm. Výsledkem měření je graf průměrného smrštění vzorku za jeden měřený den. Celková doba měření byla 60 dní pro vzorky bez kluzného souvrství, 53 dní pro čistě fóliové souvrství a 46 dní pro vzorky se souvrstvím s geotextilií a pískem od zahájení měření. Na obr. 7 je znázorněn graf s průběhem smrštění vzorku 2. Výsledný graf s průměrnou hodnotou je znázorněn na obr. 8. Nejnižší hodnoty smrštění byly naměřeny u vzorků bez kluzného souvrství (vzorek 1) a s pískovým kluzným souvrstvím (vzorek 4). Naopak nejvyšší hodnota byla naměřena u vzorků s čistě fóliovým souvrstvím (vzorek 3). Výsledky experimentu Vzorek bez kluzného souvrství beton- -beton byl při svislém přitížení 25 kn zatížen vodorovnou silou 200 kn. Ani při takto extrémním zatížení se horní díl nepodařilo usmyknout. Betonové bloky se v kontaktní spáře neoddělily a jejich soudržnost nebyla narušena. Po tomto pokusu, kdy se vzorek nepodařilo usmyknout, bylo od zkoušení vzorků beton beton upuštěno. Z výsledku lze odvodit zjevné riziko, že pokud by v praxi byla předpjatá podlaha betonována přímo na vrstvu podkladního betonu, je velmi pravděpodobné, že v mnoha oblastech by mohlo do- Obr. 6 Schéma umístění měřicích terčů na zkušebních tělesech Fig. 6 Scheme of measurement points on samples Obr. 7 Průběh smrštění vzorku 2 2 beton fólie geotextilie fólie beton Fig. 7 Shrinkage of sample 2 2 concrete HDPE foil geotextile HDPE foil concrete Obr. 8 Porovnání hodnot smrštění jednotlivých vzorků za jeden měřený den Fig. 8 Comparison of shrinkage of the samples (in both directions) per one measured day incl. mean values Obr. 9 Graf průběhu vodorovné síly v závislosti na vodorovném posunu (svislé přitížení 25 kn): a) kluzné souvrství s geotextilií, b) čistě fóliové souvrství, c) kluzné souvrství s pískem Fig. 9 Course of horizontal force dependent on horizontal deflection (vertical force 25 kn): a) layer arrangement with geotextile, b) layer arrangement with two foil layer, c) layer arrangement with sand 7 Smršt ní [mm] 0,12 0,10 0,08 0,06 0,04 0,02 Smršt í vzorku ,0 27,0 24,0 21,0 18,0 15,0 0,00 12, ,02 9,0 Stá í prvku [dny] sm r A sm r B teplota Teplota [ C] 9a 9b Vodorovná síla [kn] Vodorovná síla [kn] Vzorek 2-2 / 25 kn 20,0 18,3 18,0 16,0 14,0 12,0 10,0 8,0 6,0 4,0 2,0 0,35 0,0 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 4,00 4,50 5,00 Posunu mm] Vodorovná síla [kn] Vzorek 3-1 / 25 kn 18,0 15,2 16,0 14,0 12,0 10,0 8,0 6,0 4,0 2,0 0,16 0,0 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 4,00 4,50 5,00 Posunu mm] Vodorovná síla [kn] 8 0,006 0,005 0,004 0,003 0,002 0,001 0,000 Po vzo ku za Vzorek 1-1 Vzorek 1-2 Vzorek 1-3 Vzorek 2-1 Vzorek 2-2 Vzorek 3-1 Vzorek 3-2 Pom r Sm r A Pom r Sm r B Vzorek 4-1 Vzorek 4-2 9c Vodorovná síla [kn] Vzorek 4-2 / 25 kn 40,0 35,0 35,1 30,0 25,0 20,0 15,0 10,0 5,0 2,23 0,0 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 4,00 4,50 5,00 Posunu mm] Vodorovná síla [kn] 44 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

47 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Obr. 10 Porovnání výsledných součinitelů tření jednotlivých souvrství, vyhodnocení pro maximální vodorovné síly Fig. 10 Comparison of values of friction coefficients according to the deformable layer arrangement, evaluation for maximum horizontal forces. Tab. 3 Hodnoty součinitelů tření získané experimentem Tab. 3 Values of friction coefficient acquired by bi-axial shear test Kluzné souvrství Součinitel tření μ Oblast bez zatížení Oblast se zatížením beton fólie geotextilie fólie beton 2,204 0,385 beton fólie fólie beton 1,84 0,325 beton písek beton 2,745 1, Vodorovná síla [kn] Porovnání hodnot so initel t ení = 1, = 0, = 0, = 2,745 5 = 2,204 0 = 1, Svislá síla [kn] beton - fólie - geotex lie - fólie - beton beton - fólie - geotex lie - fólie - beton beton - fólie - fólie - beton beton - fólie - fólie - beton beton - písek - beton beton - písek - beton beton - fólie - geotex lie - fólie - beton beton - fólie - fólie - beton beton - písek - beton jít k soudržnému spojení a celé souvrství by se chovalo jako spřažená konstrukce. Díky tomu by předpětí nebylo centrické, docházelo by k zatížení desky ohybovým momentem od předpětí a podkladní beton by byl namáhán tahovým napětím. Při zkouškách fóliových souvrství rostla velikost vodorovné síly s minimálním nárůstem vodorovné deformace. Po dosažení maximální vodorovné síly začala její hodnota strměji klesat až do jejího ustálení, za současného rychlého nárůstu vodorovné deformace. Průběh působící vodorovné síly na zkušební těleso s kluzným souvrstvím s geotextilií je znázorněn na obr. 9a. V případě pískového souvrství byl vztah mezi nárůstem síly a posunem výrazně jiný. Maximální vodorovné síly bylo dosaženo za výrazně větších deformací a její následný pokles nebyl tak strmý. Síla zůstala téměř konstantní za současného zvětšování vodorovné deformace. Průběh působící vodorovné síly na zkušební těleso s pískovým kluzným souvrstvím je znázorněn na obr. 9c. Na obr. 9a až c jsou mimo průběhu vodorovných sil vyznačeny také hodnoty maximálních (mezních) vodorovných sil působících na zkušební těleso spolu s příslušnými hodnotami vodorovných posunů. Právě na těchto grafech je možné porovnat jednotlivé hodnoty, kdy maximální síla pro pískové souvrství je více než 2 vyšší než pro souvrství s geotextilií, a to za více než 6 vyšší deformace. Při zkouškách bylo pozorováno, že největší posun se u zkušebních těles s fóliovými souvrstvími odehrál mezi spodní fóliovou vrstvou a spodním betonovým kvádrem. U pískového souvrství nešla smyková plocha přesně určit, jelikož těleso bylo obsypáno pískem až po horní hranu pískového souvrství. Při zkoušce se však prokreslila spára mezi horním betonovým kvádrem a pískovou vrstvou. Výstupem zkoušek byly grafy závislosti průběhů vodorovných sil na posunutí vzorku. Z těchto grafů byly odečteny hodnoty maximálních (mezních) vodorovných sil působících na zkušební těleso, po jejichž překročení začal vzorek pokluzovat a hodnota vodorovné síly klesala. K hodnotám mezních vodorovných sil byly přiřazeny příslušné hodnoty svislého přitížení a vše bylo vyneseno do grafu. Tím vznikl základ pro výsledný graf závislosti působící vodorovné síly na svislé síle. Pro každé souvrství byla odzkoušena dvě zkušební tělesa. Proto byly výsledné hodnoty pro každé souvrství zprůměrovány. Průměrné hodnoty pak byly proloženy lineární spojnicí. Parametr rovnice této spojnice vyjadřuje přímo součinitel tření daného souvrství. Na obr. 10 je uveden výsledný graf s výslednými součiniteli tření. Součinitele tření byly stanoveny na základě hodnot maximálních vodorovných sil, bez ohledu na velikost vodorovného posunu. Výsledné grafy znázorňují bilineární závislost sil, jejích první část (mezi přitížením silou 0 kn a 2,5 kn) udává součinitel tření nezatíženého (velmi málo zatíženého) souvrství a druhá část představuje součinitel tření kluzného souvrství u zatížené podlahy. Výsledné hodnoty součinitelů tření jsou zrekapitulovány v tab. 3. Shrnutí výsledků experimentu Byl proveden experiment s cílem stanovit součinitel tření kluzných souvrství. Hlavní částí byla dvouosá smyková zkouška, jejímž výsledkem byla hodnota maximální vodorovné síly, působící na segment podlahy při příslušném přitížení, tj. kontaktním normálovém napětí. Hodnota maximální vodorovné síly udává mezní sílu, po jejímž překročení začne segment podlahy pokluzovat. Při známém součiniteli tření lze maximální vodorovnou sílu určit vynásobením svislé síly součinitelem tření. Výsledek smykové zkoušky je znázorněn na obr. 10. Z tohoto porovnání vyšlo čistě fóliové souvrství jako souvrství s nejnižším součinitelem tření a zároveň s nejmenší vodorovnou deformací. Nízký součinitel tření znamená malou hodnotu mezní vodorovné síly. Při předpínání bude okraj předpjaté desky po souvrství pokluzovat již při nižších hodnotách předpětí. Naopak více než 3 vyšší součinitel tření pískového souvrství, při více než 6x vyšší vodorovné deformaci a více než 3 vyšší hodnotě mezní vodorovné síly, značí, že okraj předpjaté podlahy bude méně pokluzovat po souvrství a nebude hrozit ztráta kontaktu desky s podložím. Příklad porovnání deformací (vodorovných posunů) a velikostí sil je znázorněn na obr. 11. Z hlediska vneseného předpětí do desky se souvrství s nízkým součinitelem tření jeví jako výhodnější. Předpja- 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 45

48 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 11 Vodorovná síla [kn] Porovnání tuhos kluzných souvrství 0,526; 11,563 0,357; 10,996 2,305; 21, Posunu mm] 2 - beton - fólie - geotex lie - fólie - beton 3 - beton - fólie - fólie - beton 4 - beton - písek - beton Obr. 11 Graf porovnání tuhosti kluzných souvrství při svislém přitížení 25 kn Fig. 11 Comparison of layer arrangement lateral resistance, vertical force 25 kn Obr. 12 Výpočetní model předpjaté desky Fig. 12 Numerical model of a prestressed slab Obr. 13 Graf nelineárních podpor: a) vzorek 2 beton fólie geotextilie fólie beton, b) vzorek 3 beton fólie fólie beton, c) vzorek 4 beton písek beton Fig. 13 Stiffness of nonlinear support: a) sample 2 concrete foil geotextile foil concrete, b) sample 3 concrete foil foil concrete, c) sample 4 concrete sand concrete Obr. 14 Výsledné grafy nelineárních podpor Fig. 14 Final stiffnesses of nonlinear supports Obr. 15 Schéma rozmístění působících sil nahrazujících předpětí desky Fig. 15 Scheme of vertical forces substituting prestressing tá deska začne po souvrství s malým součinitelem tření pokluzovat již při působení malé vodorovné síly a poté se může volně deformovat, čímž je možné do desky vnést větší předpětí. Naopak tomu je při použití desky s kluzným souvrstvím s velkým součinitelem tření. V takovém případě je nutné vyvinout násobně větší vodorovnou sílu, aby předpjatá deska začala po souvrství pokluzovat a mohla se volně deformovat. Pokud by této vodorovné síly nebylo dosaženo, deska by se nemohla volně deformovat a do desky by nebylo možné vnést požadované předpětí. NUMERICKÉ OVĚŘENÍ Popis výpočetního modelu Geometrie, způsob podepření a výpočetní síť V programu Scia Engineer byl vytvořen výpočetní model desky o půdorysných rozměrech 24 8 m a tloušťky 0,2 m (obr. 12). Deska byla podepřena bodovými nelineárními podporami, které byly umístěny excentricky ke střednicové rovině desky, na tuhém rameni. Tuhá ramena měla výšku 0,1 m a půdorysný rozměr 0,5 0,5 m. Tímto způsobem byla uměle definována plošná podpora. Pro model byla použita výpočetní síť s krokem 0,05 m. Velikost byla volena s ohledem na působící zatížení. Pro vytvoření výpočetního modelu byla využita data získaná experimentem. Při tomto experimentu nebyl zohledněn časový průběh pokluzu v kluzné spáře, způsobený podržením předpětí, předpínáním ve více krocích aj. Z toho důvodu nebyl tento časový průběh zohledněn ani v samotném výpočetním modelu. Definice nelineárních podpor Nelineární podpory byly definovány na základě výsledků získaných experimentem. Pro každé souvrství byla určena průměrná vodorovná tuhost souvrství, která byla vytvořena aritmetickým průměrem hodnot posunů a maximálních vodorovných sil získaných zprůměrováním hodnot z experimentu při zatěžovacích krocích s přitížením 2,5 kn, 10 kn, 17,5 kn a 25 kn. Zatěžovací krok bez přitížení nebyl do průměru zahrnut, jelikož nebyl zahrnut ani do určení součinitele tření. Na obr. 13a až c jsou znázorněny grafy jednotlivých zatěžovacích kroků. Červeně je vyznačena výsledná průměrná hodnota tuhosti nelineárních podpor. Na obr. 14 jsou znázorněny výsledné grafy nelineárních podpor s jejich tlačenou a taženou větví. Z tohoto grafu lze odečíst tuhost všech souvrství, kdy tuhost neudává směrnice přímky daného grafu, ale hodnota maximální vodorovné síly. Platí tedy, že se zvyšující se maximální vodorovnou silou roste vodorovná tuhost daného souvrství. Souvrství s pískem je tedy více než 6 více tuhé než obě souvrství s fóliemi. Ve svislém směru byly podpory definovány jako pružné, zohledňující svislou tuhost použitých souvrství. Svislá tuhost K fóliových souvrství byla stanovena na MN/m a pískového souvrství 6 MN/m. Tuhost geotextilie byla zanedbána. Zatížení Při vyšetřování vlivu součinitele tření na předpjatou desku byl zjišťován vliv na napětí desky těsně po předepnutí, tj. po proběhnutí krátkodobých ztrát. V tomto stadiu realizace je předpjatá podlaha zatížena pouze svou vlastní tíhou a předpínacími silami. Deska podepřená nelineárními podporami byla zatížena centricky umístěnými silami, které nahrazovaly předpínací lana. Aby předpínací síla lépe reprezentovala reálné působení na konstrukci, byla přepočtena na spojité zatížení délky 0,1 m, reprezentující šířku kotvy. Pro zatížení bylo vytvořeno zatěžovací schéma, kde vzdálenost předpínacích sil byla 0,25 m. Zatížení předpjaté desky je znázorněno na obr. 15. Hodnota zatížení byla vypočtena z hod noty maximálního přípustného napětí vneseného předpětí, tj. maximálního napětí po odečtení krátkodobých ztrát. Pro předpětí bylo uvažováno použití tří předpínacích lan v každém předpínacím kabelu. Charakteristika předpínacích lan Y1860S7 15,7: charakteristická pevnost v tahu f pk = MPa, charakteristická smluvní mez kluzu f p0,1k = MPa, průřezová plocha BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

49 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 13a Vodorovná síla [kn] Vzorek 2 - beton - fólie - geotex lie - fólie - beton ,526; 11, Posunu mm] 2 / 2,5 2 / 10 2 / 17,5 2 / 25 2 / 2,5 kn - 25 kn 13b Vzorek 3 - beton - fólie - fólie - beton Vodorovná síla [kn] ,357; 10, Posunu mm] 3 / 2,5 3 / 10 3 / 17,5 3 / 25 3 / 2,5 kn - 25 kn 14 Vodorovná síla N] Grafy nelineárních podpor ,305; 21,611 0,357; 10, Posunu mm] 0,526; 11, beton - fólie - geotex lie - fólie - beton 3 - beton - fólie - fólie - beton 4 - beton - písek - beton 13c Vodorovná síla [kn] Vzorek 4 - beton - písek - beton ,305; 21, Posunu mm] 4 / 2,5 4 / 10 4 / 17,5 4 / 25 4 / 2,5 kn - 25 kn Tab. 4 Výsledné hodnoty napětí a vodorovných deformací na předpjatých deskách pro oba zatěžovací stavy Tab. 4 Final values of stresses and horizontal deflections of prestressed slabs for both load cases Vzorek 2 μ = 0,3848 Vzorek 3 μ = 0,3247 Vzorek 4 μ = 1, zatěžovací stav 2. zatěžovací stav délka u x sig x v ose podpory u x sig x v ose podpory [m] [mm] [MPa] [mm] [MPa] 0 0,921-12,895 3,417-38, , , ,921-12,895-3,417-38, ,908-12,896 3,436-38, , , ,908-12,896-3,436-38, ,052-12,897 3,205-38, , , ,052-12,897-3,205-38,697 lana A = 150 mm 2, maximální napětí po vnesení předpětí σ pmo = MPa, maximální předpínací síla P max = 209,1 kn a spojité zatížení o délce 0,1 m bylo p = kn/m. Zatěžování bylo rozděleno na dva zatěžovací stavy. V prvním byla lana předepnuta na třetinu napínací síly, tedy p = (1/3) = kn/m. V druhém zatěžovacím stavu bylo uvažováno plné předepnutí. Hodnota napínací síly p = = kn/m. Výs ledky numerického ověření Z výpočetních modelů byly získávány hodnoty vodorovných deformací a normálových napětí při spodním povrchu desky v ose podpor pro oba zatěžovací stavy (tab. 4). V případě prvního zatěžovacího stavu došlo u čistě fóliového souvrství vzorku č. 3 k překročení mezní vodorovné síly v několika prvních podporách. Stejně tak tomu bylo u vzorku č. 2 se souvrstvím s geotextilií. U vzorku č. 4 tomu tak nebylo, tedy vodorovná deformace proběhla za spolupůsobení desky s podkladní vrstvou. V případě druhého zatěžovacího stavu došlo k překročení mezní vodorovné síly v podporách u všech souvrství. U desky na pískovém souvrství byla tato mezní síla překročena pouze v několika prvních podporách, přibližně do vzdálenosti 2,75 m od okraje desky. U desek na fóliových souvrstvích byla mezní síla překročena ve většině podpor přibližně do vzdálenosti 10 m od okraje desky. S dosažením mezní síly v podporách souvisí také hodnoty normálového napětí. V základním zatěžovacím stavu byly nejnižší ztráty předpětí (největší napětí uprostřed desky) vypočteny na desce s pískovým kluzným souvrstvím (souvrství s největším součinitelem tření), jelikož v podporách nebylo dosaženo maximální vodorovné síly, a to i za velkých deformací. V druhém zatěžovacím stavu byly nejnižší ztráty předpětí vypočteny na desce s čistě fóliovým souvrstvím (souvrství s nejnižším součinitelem tření). Uvedené výsledky vodorovných deformací jsou graficky znázorněny na obr. 16a,b, výsledný průběh normálových napětí pak na obr. 17a,b. Hodnoty napětí i deformací uvedené v grafech byly brány z hodnot v podporách desek, tedy až 0,25 m od kraje desky. Shrnutí výsledků numerického ověření Ve výpočetním programu Scia Engineer byly vytvořeny výpočetní modely předpjatých desek, které byly podepřeny 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 47

50 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 16a 1,2 0,9 0,6 0,3 0,0 0-0, ,6-0,9-1,2 Pr h vodorovného posunu u x Délka desky 16b 3,6 2,7 1,8 0,9-1,8-2,7-3,6 Pr h vodorovného posunu u x 0, ,9 Délka desky [m] 2 - beton - fólie - geotex lie - fólie - beton 3 - beton - fólie - fólie - beton 4 - beton - písek - beton 2 - beton - fólie - geotex lie - fólie - beton 3 - beton - fólie - fólie - beton 4 - beton - písek - beton 17a Nap [MPa] Pr h normálového nap sig x - -5,5-5 -4,5-4 -3,5-3 -2, Délka desky [m] 2 - beton - fólie - geotex lie - fólie - beton 3 - beton - fólie - fólie - beton 4 - beton - písek - beton 17b Nap [MPa] , , , , Délka desky [m] 2 - beton - fólie - geotex lie - fólie - beton 3 - beton - fólie - fólie - beton 4 - beton - písek - beton Pr h normálového nap sig x - bodovými nelineárními podporami definovanými na základě výsledků experimentů. Z výpočetních modelů byly získány hodnoty vodorovných deformací a normálových napětí při spodním povrchu desky. Hodnoty jsou uvedeny v tab. 4. V případě předpjaté desky na čistě fóliovém kluzném souvrství (vzorek č. 3) bylo maximální vodorovné síly v podporách dosaženo v obou zatěžovacích stavech. Překročení maximální síly způsobí pokluz desky po kluzném souvrství. V prvním zatěžovacím stavu bylo této síly dosaženo pouze v několika prvních podporách. V druhém zatěžovacím stavu byla síla překročena téměř v celé délce desky, tedy téměř po celé délce deska pokluzovala po kluzném souvrství. Výsledky na předpjaté desce na kluzném souvrství s geotextilií (vzorek č. 2) byly velmi podobné jako u fóliových souvrství. V případě předpjaté desky na pískovém kluzném souvr ství (vzorek č. 4) byla maximální vodorovná síla překročena pouze v druhém zatěžovacím stavu, a to přibližně do vzdálenosti 2,75 m od okraje desky. Hodnoty vodorovných deformací jsou ovlivněny především vodorovnou tuhostí v daném směru. Tato tuhost ovlivňuje především výsledná normálová napětí v desce. Vodorovná tuhost je definována maximální vodorovnou silou (síla je dána součinitelem tření). Maximální vodorovná síla také udává maximální velikost, kterou je kluzné souvrství schopné pohltit. Po překročení této maximální vodorovné síly je desce v tomto směru umožněno volně se deformovat. Z výsledků prvního zatěžovacího stavu vyplývá, že při použití souvrství s malým součinitelem tření a tedy i malou tuhostí ve vodorovném směru, je toto souvrství schopné při malých vodorovných deformacích pohltit velké množství působící síly. V takovém případě proběhnou v takto předpjaté desce větší ztráty předpětí, než kdyby bylo použito souvrství s vysokým součinitelem tření, tedy i velkou tuhostí ve vodorovném směru. To je za velkých deformací samotného souvrství (bez pokluzu desky) schopné pohltit pouze malou část působící síly. Působící předpínací síla v obou případech nebyla dostatečná pro to, aby se předpjaté desky mohly po kluzném souvrství volně deformovat. Z výsledků druhého zatěžovacího stavu vyplývá, že při použití souvrství s malým součinitelem tření, a tedy i malou tuhostí ve vodorovném směru, je toto souvrství schopné při velkých vodorovných deformacích pohltit menší množství působící síly než v případě souvrství s vysokým součinitelem tření. V druhém zatěžovacím stavu se desky po fóliových souvrstvích mohly téměř celé volně deformovat. Naopak u pískového souvrství se deformovala pouze část, a proto souvrství pohltilo velkou Obr. 16 Průběh vodorovného posunu u x po délce desky: a) první zatěžovací stav, b) druhý zatěžovací stav Fig. 16 Course of horizontal deformation u x along the prestressed slab: a) 1st load case, b) 2nd load case Obr. 17 Průběh normálového napět sig x po délce desky: a) první zatěžovací stav, b) druhý zatěžovací stav Fig. 17 Course of normal stress sig x along the prestressed slab: a) 1st load case, b) 2nd load case část předpínací síly a díky tomu souvrství s pískem vykázalo nejvyšší ztráty předpětí. Ztráty předpětí jsou tedy ovlivněny i samotným využitím jednotlivých podpor (velikostí plochy desky, která může po souvrství volně pokluzovat a volně se deformovat). Se zvyšujícím se množstvím podpor, které přenáší do podloží maximální vodorovnou sílu, se snižuje síla, kterou do konstrukce vnáší předpětí (= rostou ztráty předpětí). Množství podpor, které jsou maximálně využity, se zvyšuje se zvyšujícím se předpětím. Pískové souvrství (souvrství s vysokým součinitelem tření, velkou vodorovnou tuhostí a vysokou maximální vodorovnou silou) může vykazovat větší ztráty předpětí než souvrství málo tuhé pouze za použití extrémně velkých předpínacích sil. V takovém případě při použití velmi tuhého souvrství je velká část desky za hranicí maximální vodorovné síly, tedy pokluzuje a roste smrštění desky. U více tuhého souvrství je 48 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

51 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Zdroje: [1] AEBERHARD, H.U., GANZ, H.R., MARTI, P., SCHULER, W. Posttensioned foundations: Post-tensioned concrete in building construction. Berne, Switzerland: VSL International Ltd., June Dostupné také z: net/sites/default/files/vsl/datasheet/ PT_Foundations.pdf [2] SEKANINA, D. Interakce předpjatých konstrukcí v kontaktu s podložím: autoreferát k doktorské disertační práci. Ostrava, Vysoká škola báňská Technická univerzita v Ostravě. ISBN [3] SEKANINA, D., ČAJKA, R. Interakce předpjatých podlah a podloží [online] [cit ]. Dostupné z: handle/10084/78218/fast sekanina.pdf?sequence=2 [4] N. KRISHNA RAJU. Prestressed concrete. 4th ed. New Delhi: Tata McGraw-Hill Pub. Co, ISBN [5] TRYGSTAD, S. Structural Behaviour of Post Tensioned Concrete Structures: Flat Slab. Slabs on Ground. Doctoral thesis. Fakultet for ingeniørvitenskap og teknologi, Norges teknisknaturvitenskapelige universitet, Dostupné také z: bitstream/handle/11250/231137/-1/ _FULLTEXT01.pdf [6] MYNARČÍK, P. Technology and Trends of Concrete Industrial Floors. Procedia Engineering [online]. 2013, Vol. 65, pp ISSN DOI: /j.proeng [7] JANULIKOVA, M. Comparison of the Shear Resistance in the Sliding Joint between Asphalt Belts and Modern PVC Foils. Applied Mechanics and Materials [online]. 2014, Vol , pp ISSN DOI: / [8] JANULIKOVA, M. Behavior of Selected Materials to Create Sliding Joint in the Foundation Structure. Advanced Materials Research [online]. 2013, Vol , pp ISSN DOI: / AMR [9] BRUMUND, W., LEONARDS, G., Experimental Study of Static and Dynamic Friction Between Sand and Typical Constuction Materials. Journal of Testing and Evaluation. 1973, Vol. 1, No. 2, pp ISSN [10] LEE, S. W. Characteristics of friction between concrete slab and base. KSCE Journal of Civil Engineering [online]. 2000, Vol. 4, Issue. 4, pp ISSN DOI: / BF [11] JEONG, J.-H., PARK, J.-Y., LIM, J-S., KIM, S.-H. Testing and modelling of friction characteristics between concrete slab and subbase layers. Road Materials and Pavement Design [online]. 2013, Vol. 15, Issue 1, pp ISSN DOI: / [12] CAJKA, R., BURKOVIC, K., BUCHTA, V. Foundation Slab in Interaction with Subsoil. Advanced Materials Research [online]. 2013, Vol , Issue ISSN DOI: / [13] ČAJKA, R., MYNARČÍK, P., LABUDKOVÁ, J. Experimetal Measurement of Soil-Prestressed Foundation Interaction. International Journal of GEOMATE. The Geomate International Society, 2016, Vol. 10, Issue 22, pp ISSN [14] VSL INTERNATIONAL. Post-tensioned foundations: Post-tensioned concrete in building construction. Berne, Switzerland: VSL International Ltd, Dostupné z: Portals/0/vsl_techreports/ PT_Foundations.pdf plocha pokluzující desky menší, avšak v součtu tato část desky dokáže do podloží přenést výrazně větší sílu a může se po souvrství volně deformovat. V případě, kdy jsou předpjaté podlahy realizovány na tuhém podloží a není nutné v nich vytvářet velké tlakové rezervy, je výhodnější použít kluzné souvrství s vysokým součinitelem tření a vysokou vodorovnou tuhostí. Pokud je však nutné v předpjatých podlahách vytvářet velké tlakové rezervy, je výhodnější využít kluzné souvrství s nízkým součinitelem tření a nízkou vodorovnou tuhostí, a tím eliminovat ztráty předpětí. Celkové vyhodnocení experimentu i numerické analýzy probíhalo na základě porovnávání maximálních vodorovných sil působících na kluzné souvrství. Výsledky by bylo možné porovnat také na základě daných deformací, kdy by při daných deformacích (například 0,03 mm, 0,1 mm, 0,3 mm atd.) byly změřeny působící síly a byl by zjišťován vliv těchto deformací na předpjatou desku. ZÁVĚR Na základě provedené dvouosé smykové zkoušky byly stanoveny hodnoty součinitelů tření tří kluzných souvrství. Výsledky smykové zkoušky byly porovnány s doplňkovým dilatometrickým měřením, které zaznamenávalo smrštění vzorků v závislosti na použitém kluz ném souvrství. Výstupem smykové zkoušky byly hodnoty působících svislých a vodorovných sil a příslušných vodorovných posunů. Z maximálních působících vodorovných sil a jim příslušných svislých sil byly určeny samotné součinitele tření. Nejnižší hodnota součinitele tření byla naměřena u fóliového souvrství, nejvyšší u pískového souvrství. Výsledkem dilatometrického měření byly hodnoty celkového smrštění vzorků a průměrné hodnoty smrštění vzorku za jeden den. Výsledky dilatometrického měření a smykové zkoušky navzájem korespondovaly. Hodnoty získané tímto experimentem byly dále aplikovány do výpočetního programu. Byly modelovány předpjaté desky, jejichž podepření bylo definováno na základě výsledků experimentu. Na těchto deskách byl zjišťován vliv kluzných souvrství na ztráty předpětí třením předpjaté desky o podloží. Výsledkem numerických simulací bylo porovnání chování předpjatých desek a stanovení vlivu použitých kluzných souvrství na samotné desky. Byly porovnávány hodnoty vodorovných posunů, normálových napětí a s tím související hodnoty ztrát předpětí. Výsledkem byly nejnižší ztráty předpětí u fóliového souvrství a nejvyšší pro pískové souvrství, a to při plném předpětí. Při předpětí pouze na třetinu předpínací síly byly výsledky opačné. Dále byl zjištěn významný vliv nejenom součinitele tření, ale především samotné vodorovné tuhosti použitých souvrství. Samotný součinitel tření udává pouze maximální velikost vodorovné síly, které je schopné souvrství odolat, než deska začne po souvrství volně pokluzovat. Tato síla také definuje maximální možnou sílu, kterou je schopno podloží pohltit, a díky tomu také definuje maximální ztráty předpětí. Tento článek prezentuje výsledky získané při řešení projektu Technologické agentury ČR č Ing. Kateřina Horníková Fakulta stavební ČVUT v Praze doc. Ing. Marek Foglar, Ph.D. Fakulta stavební ČVUT v Praze marek.foglar@fsv.cvut.cz doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D. Kloknerův ústav ČVUT v Praze jiri.kolisko@cvut.cz Ing. Jan Kolář Kloknerův ústav ČVUT v Praze jan.kolar@cvut.cz Text článku byl posouzen odborným lektorem. The text was reviewed. 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 49

52 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH VÝSLEDKY MATERIÁLOVÝCH VLASTNOSTÍ SIEDMYCH VIAC AKO 100 ROKOV STARÝCH ŽELEZOBETÓNOVÝCH MOSTOV MATERIAL PROPERTIE S OF SEVEN MORE THAN 100-YEARS OLD CONCRETE BRIDGES Peter Paulík, Michal Bačuvčík, Patrik Ševčík, Ivan Janotka Tento článok sa venuje mechanickým vlastnostiam betónu nameraným na jadrových vývrtoch zo siedmych viac ako 100 rokov starých mostov ako aj vlastnostiam ocele a hĺbkam karbonatizácie. V závere je uvedená korelácia medzi nameranou pevnosťou v tlaku betónu a jeho modulom pružnosti ako aj porovnanie týchto hodnôt s platnými normovými hodnotami. This paper deals with the mechanical properties of concrete, measured on drilled core specimens from 7 bridges in Slovakia. All the bridges are more than 100 years old. The properties of steel reinforcement and carbonation depths are also reported. Correlation between the measured concrete strength and modulus of elasticity is shown on a graph and compared with relevant structural design documents. Najstarší železobetónový most na území Slovenska bol postavený v roku 1892 v meste Krásno nad Kysucou. Tento most typu Monier bol zrekonštruovaný v roku 2014 po viac ako 122 rokoch od jeho postavenia. Na území Slovenska sa okrem tohto mosta nachádza viacero ďalších železobetónových mostov, ktoré majú už v súčasnosti viac ako 100 rokov, pričom niektoré z nich ešte stále slúžia cestnej doprave, príp. ako lávky pre peších. Výskum prevedený na Stavebnej fakulte a na Technickom a skúšobnom ústave (TSÚS) v Bratislave sa preto primárne zameral na kategóriu železobetónových mostov starších ako 100 rokov, ktoré boli na prelome 19. a 20. storočia len na začiatku vývoja a patrili medzi prvé aplikácie železobetónu v mostnom staviteľstve. Tieto mosty sú špecifické aj tým, že k nim neexistuje žiadna alebo iba strohá výkresová dokumentácia a ani relevantné normy, podľa ktorých sa počítali. O drvivej väčšine mostov starších ako 90 rokov sú neznáme tiež materiálové vlastnosti ako aj stav a postup ich degradácie. Primárne boli vybrané železobetónové mosty staršie ako 100 rokov, keďže práve táto hranica sa považuje za návrhovú životnosť mostov. Ďalším kritériom pri výbere bola možnosť využitia získaných poznatkov pri ich rekonštrukcii, resp. pri rekonštrukcii a výpočtoch únosnosti podobných, rovnako starých mostov. Cieľom bolo stanoviť mechanické vlastnosti betónu a ocele najstarších železobetónových mostov Slovenskej republiky, o ktorých doteraz nie sú dostupné žiadne informácie v odbornej literatúre. Vybrané boli mostné objekty, ktorých stručný popis možno nájsť aj v rôznej literatúre [1] až [4]: betónové piliere Starého mosta v Bratislave (vek konštrukcie v čase meraní 125 r.), železobetónový most v Krásne nad Kysucou (vek konštrukcie v čase meraní 122 r.), železobetónový most pri Hlohovci (vek konštrukcie v čase meraní 104 r.), železobetónová lávka pre peších v Ružomberku (vek konštrukcie v čase meraní 102 r.), priehradový nosník z maďarského okresu Nyíregyháza (pri hraniciach SR, vek konštrukcie v čase meraní 100 r.), most v Nižnej Myšli (presný vek mosta je neznámy, avšak viac ako 96 r.), most pri Sládkovičove (presný vek mosta je neznámy, avšak viac ako 96 r.). Žiadne pôvodné výkresy mostov sa nezachovali, zachovalo sa len niekoľko odborných článkov z čias ich výstavby. Jedným z nich je článok napísaný staviteľom bratislavského mosta G. Puls z- kym [5], ktorý okrem stavby mosta popisuje aj vlastnosti cementov, ktoré boli v tej dobe na trhu v blízkom regióne mesta Bratislava. V roku 1889 G. Pulszky testoval viaceré cementy od rôznych výrobcov a v [5] uvádza výsledky ťahových pevností po 1, 7 a 28 dňoch, objemové hmotnosti zámesí a vizuálny popis cementov. Románsky cement dosahoval pevnosť v ťahu 0,29 MPa po 7 dňoch a 0,47 MPa po 28 dňoch. Naj pevnejší portlandský cement zaznamenal priemernú pevnosť v ťahu po 28 dňoch 1,48 MPa [5]. Vzorky na ťahovú skúšku sa zhotovovali z malty pozostávajúcej z jednoho hmotnostného dielu cementu a troch hmotnostných dielov piesku, pričom vzorky mali tvar piškóty s minimálnou prierezovou plochou 500 mm 2 [6]. Vodný súčiniteľ nebol presne daný. Malta sa zhotovovala postupným pridávaním vody, až kým sa pri zhutňovaní nezačala potiť [6]. Výsledky skúšok boli preto vždy čiastočne ovplyvnené aj ľudským faktorom. Priemerná 28dňová pevnosť v tlaku cementovej malty bola 15 MPa [6] pre kocky s hranou 70 mm. Čiastočné historické informácie sa dajú nájsť v [7] a [8] vydaných firmou Wayss. Cenným zdrojom historických informácií sú vedecké články zverejnené vo vtedajšom Maďarsku Takácsom Győző-m a Zoltánom Győző-m [9], [10], [11]. Typická betónová zmes používaná firmou Wayss v 90. rokoch 19. storočia pri výstavbe mostov vo vtedajšom Maďarsku (pod ktoré patrilo aj územie dnešnej SR) pozostávala z jedného dielu portlandského cementu a troch dielov štrkopiesku s maximálnym zrnom kameniva 25 mm [9]. Relevantné dokumenty neuvádzajú ani pevnosti v tlaku a ani pevnosti v ťahu betónov. Výpočty betónových klenieb sa v tej dobe (1892) realizovali len veľmi zjednodušene a väčšinou sa vychádzalo z experimentov. Dobový príklad všeobecného výpočtu klenby zo železobetónu dokumentuje kniha Das System Monier [8]. METODIKA VÝSKUMU Celková diagnostika starých mostov sa rozdeľovala na dve časti. Prvá časť bola samotná diagnostika mosta in-situ tímom odborníkov z SvF STU a TSÚS. Diagnostika in-situ metodicky zahrňovala nasledovné skúšky: zistenie polohy a parametre betonárskej výstuže, kontrola spôsobu vystuženia so zameraním sa na krytie výstuže betónu, tvrdomerné stanovenie pevnosti betónu Schmidtovým kladivkom typu N [13], ultrazvukové skúšky ultrazvukovým impulzovým prístrojom Pundit so sondami s frekvenciou 54 khz [14], skúšky povrchovej pevnosti betónu v ťahu (prídržnosť) odtrhovým prístrojom Proceq DY-2 Family [15], skúšky permeability Torrentovou metódou a kompletnú fotodokumentáciu stavu mosta a realizovaných skúšok. Na moste sa odobrali jadrové vývrty betónu s nominálnym priemerom 100 mm a dĺžkou 150 až 200 mm a prípadne aj vzorky oceľovej výstuže. Hneď po vyňatí betónového valca z mostovej konštrukcie sa stanovila hĺbka karbonatizácie fenolftaleinovou skúškou. 50 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

53 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 1 2 Obr. 1 Piliere Starého mosta v Bratislave Fig. 1 Piers of the Old Bridge in Bratislava Obr. 2 Železobetónový most v Krásne nad Kysucou Fig. 2 Reinforced concrete bridge in Krásno nad Kysucou Druhá laboratórna časť diagnostiky, vykonávaná skú šobným laboratóriom TSÚS Bratislava, sa orientovala na verifikáciu zostávajúcich fyzikálno-mechanických vlastností (objemová hmotnosť, dynamický modul pružnosti ultrazvukovou metódou [16], statický modul pružnosti [17] s použitím inkrementálnych snímačov deformácie s presnosťou tisíciny milimetra a pevnosť v tlaku [18]) a identifikáciu mineralogického, fázového a chemického zloženia betónu (röntgenovou difrakčnou analýzou v rozsahu merania 5 až 65 2Θ, termickou analýzou v rozsahu teplôt 20 až C, chemickou analýzou [19] a elektrónovou mikroskopiou), pórovej štruktúry a priepustnosti valca (ortuťová porozimetria). Súčasný fyzický stav betónu sa posudzoval na základe súboru získaných výsledkov (vzhľadom na limitovaný rozsah príspevku sú uvedené len vybrané údaje). VYBRANÉ VÝSLEDKY SKÚŠOK NA VZORKÁCH Z JEDNOTLIVÝCH MOSTOV Piliere Starého mosta v Bratislave (BA) Most mal sedem polí a celkovú dĺžku 454,7 m (obr. 1). Časť oceľovej konštrukcie stojí aj po rekonštrukcii na pôvodných pilieroch postavených z betónu a kameňa v roku Všetky pôvodné piliere v koryte rieky Dunaj boli založené na oceľových kesónoch vyplnených betónom. Betón v kesónoch bol zhotovený z románskeho cementu, v spodnej časti pilierov bezprostredne nad kesónmi z portlandského cementu a zvyšná časť pilierov opätovne z románskeho cementu [5]. V roku 1945 bola počas 2. svetovej vojny oceľová konštrukcia hornej stavby zničená a následne nahradená novým oceľovým mostom na opravených pilieroch. Táto nová konštrukcia slúžila až do roku 2010, kedy bola pre dopravu uzavretá a rozhodlo sa o vybudovaní novej konštrukcie hornej stavby na existujúcich pilieroch. Rekonštrukcia mosta sa uskutočnila v roku 2014 a Pozdĺž zvislej osi štyroch pilierov (č. 3, 4, 5 a 6) boli odobraté jadrové vývrty priemeru 110 mm (vzorky BA-1 až 9), najdlhší vývrt dosiahol dĺžku až 23,15 m. Piliere sú obložené kameňom, preto sa nestanovila hĺbka karbonatizácie. Nevykonala sa ani verifikácia stavu zabudovanej oceľovej výstuže, pretože piliere ju neobsahujú. Železobetónový most v Krásne nad Kysucou (KnK) Cestný most v Krásne nad Kysucou (obr. 2) preklenujúci rieku Bystricu sa pokladá za najstarší zachovaný železobetónový most na Slovensku a jeden z najstarších oblúkových mostov typu Monier v strednej Európe, ktoré sú ešte stále v prevádzke. Most bol dokončený v roku 1892 ako jeden zo série tohto typu mostov postavených na území bývalého Rakúsko-Uhorska, bez poškodenia prežil svetové vojny a slúžil až do roku 2014 bez zásadných opráv. Most sa skladá z dvoch železobe- Firemní prezentace 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 51

54 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 3 5 tónových klenieb postavených na kamenných oporách a kamennom pilieri, ktoré boli súčasťou predchádzajúceho kamenného oblúkového mosta. Podľa opakovaného zamerania uskutočneného počas rekonštrukcie jeho dve klenby dosahujú svetlosť 16,8 m. Hrúbka primárnej klenby je premenná, od 400 mm v päte oblúka po 150 mm v strede prvého oblúka a len 130 mm v strede druhého oblúka. Nad základnou klenbou vystuženou pri oboch povrchoch sa nachádza pôvodná nadbetonávka z prostého betónu, ktorá dosahuje hrúbku až 600 mm pri pätách klenby a postupne sa smerom k stredu oblúka vytráca. Kompletná rekonštrukcia mosta sa uskutočnila v roku Odobralo sa šesť jadrových vývrtov (štyri z klenby a dva z parapetov) a z nich sa vyhotovilo osem vzoriek KnK 1 až 8. Krycia vrstva zisťovaná na jadrových vývrtoch bola pri spodnom povrchu nameraná v rozmedzí 30 až 60 mm a pri hornom povrchu 70 až 180 mm. Parametre výstuže sa skúšali na dvoch vzorkách odobratých z klenby mosta. Hĺbka karbonatizácie na všetkých skúšobných miestach je minimálna. Táto nízka hodnota karbonatizácie bola potvrdená a čiastočne objasnená až opakovanými odvrtmi v júni , avšak tieto výsledky budú publikované v samostatnom článku. Nízku karbonatizáciu betónu potvrdili nezávisle od seba tri výskumné pracoviská (STU Bratislava, TU Žilina a TSÚS Bratislava). Železobetónový most v Hlohovci (HC) Zachovali sa tri spojité betónové polia s rozpätiami m (obr. 3). Horná stavba pozostáva z troch hlavných trámov, ktorých výška v strede rozpätia je 1,3 m a nad podperami 1,8 m. Šírka trámov sa tiež mení z 350 mm v strede rozpätia na 770 mm nad podperami. Hrúbka mostovky je približne 190 mm. Most je od roku 1945, kedy bolo hlavné oceľové mostné pole zničené, nefunkčný a slúži len miestnym obyvateľov dedinky Šulekovo k preklenutiu mŕtveho ramena rieky Váhu. Na moste sa zhotovilo celkovo päť jadrových vývrtov, z toho dva z piliera (ozn. HC-4 a HC-5), jeden z opory (ozn. HC-3) a dva z nosnej konštrukcie mosta (ozn. HC-1 a HC-2). Výsledky mechanických parametrov betónu boli stanovené na vývrtoch. Odobratá výstuž bola poškodená a nevhodná na mechanické skúšky. Karbonatizácia sa stanovila na štyroch vzorkách. Železobetónová lávka pre peších v Ružomberku (RK) Lávku tvoria dva paralelné oblúky s rozpätím cca 22 m, ktoré sú vzájomne prepojené priečnikmi v pravidelných intervaloch (obr. 4). Pod samotnou železobetónovou mostovkou sú dva hlavné trámy, ktoré ležia na priečnikoch, cez ktoré sa zaťaženie prenáša prostredníctvom krátkych stĺpikov do hlavných oblúkov. Opory sú zhotovené z prostého betónu podobne ako základy pilierov. Krytie výstuže v hlavných oblúkoch je v priemere cca 30 mm. Z mosta sa odobrali tri jadrové vývrty (jeden z nich však bol nakoniec kvôli priečnej trhline na mechanické skúšky nepoužiteľný) a dve výstuže na stanovenie mechanických vlastností ocele (vzorky R1 a R2), karbonatizácia sa stanovila na odvrtoch. Železobetónová priehradová konštrukcia mosta v blízkosti mesta Nyíregyháza v Maďarsku (NY (HU)) Most (obr. 5) sa nachádzal na ceste III. triedy v Maďarsku v okrese Nyíregyháza, neďaleko slovenských hraníc (v čase jeho stavby bolo Slovensko ešte súčasťou Rakúsko-Uhorska). Nosník sa odskúšal v rámci odbornej spolupráce Maďarska a Slovenska. Jedná sa o výnimočnú konštrukciu, ktorá je veľmi ojedinelá, keďže je tvorená priehradovými železobetónovými nosníkmi. Presné datovanie mosta sa zistiť nepodarilo, avšak s istotou ho môžeme zaradiť do obdobia výstavby 1910 až Most bol tvorený ôsmimi priehradovými nosníkmi s rozpätím 5 m. Nosníky boli vždy zdvojené v systéme jedna dvojica na krajoch mosta a dve dvojice v strede mosta. Nad nosníkmi bola nadbetonovaná doska hrúbky cca 200 mm, ktorá tvorila mostovku. Samotný priehradový nosník bol vysoký 690 mm, pričom horná pásnica mala hrúbku 140 mm a spodná pásnica 90 mm. Diagonály boli hrubé 90 mm. Výstuž hornej 52 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

55 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 6 7 pásnice a diagonál tvorila hladká výstuž rôznych priemerov (podľa zaťaženia daného prvku) a výstuž spodnej pásnice bola tvorená zdvojenou oceľovou pásovinou mm. Styčníky výstuží boli spracované so zámočníckou presnosťou. Styk výstuže s oceľovou pásovinou v spodnej pásnici bol riešený cez vyvŕtaný otvor v pásovine a prevlečením a zahnutím výstuže zvislice, príp. výstuže diagonály. Z nosníka sa odobrali štyri jadrové vývrty NY-1 až 4. Z nosníka sa tiež odobrali dve výstuže na stanovenie mechanických vlastností ocele (vzorky NY1 a NY2). Karbonatizácia sa stanovila na odvrtoch. Priemerná hrúbka krycej vrstvy bola 25 mm. Most v Nižnej Myšli (NM) Most bol postavený začiatkom 20. storočia (pred rokom 1914) ponad železničnú trať, ktorá bola zrušená v roku Most je odvtedy mimo prevádzku a postupne ho zarastá vegetácia (obr. 6). Most tvorí rámová konštrukcia pozostávajúca z troch hlavných trámov vzájomne vzdialených osovo 1,75 m s tromi poľami rozpätí m a mostovkou širokou 5 m. Zvršok mosta tvorí železobetónové zábradlie a kameňom vysypaná vozovka, ktorá je dnes už zarastená trávnatým porastom. Z mosta sa odobrali tri jadrové vývrty, z ktorých sa vyhotovilo päť vzoriek (NM-1 až 5). Z mosta sa tiež odobrali dve výstuže na stanovenie mechanických vlastností ocele (vzorky N1 a N2). Karbonatizácia sa stanovila na odvrtoch a tiež na betónovom zábradlí mosta. Priemerná krycia vrstva výstuže je 30 mm. Most pri Sládkovičove (SL) Most sa nachádza na ceste III. triedy smerujúcej do mesta Sládkovičovo ponad potok (obr. 7). Jedná sa o jednoduchú trámovú jednopoľovú konštrukciu s rozpätím 4 m. Pôvodný most bol postavený ešte v 19. storočí, avšak jeho horná stavba bola rekonštruovaná v roku Z pôvodnej časti mosta, z opory, ktorá je viac ako 100 rokov stará, sa vyhotovili dva jadrové vývrty (SL1 a SL2). Výstuž sa s ohľadom na neprístupnosť a malé rozmery úložného prahu neodobrala a ani neskúšala. Karbonatizácia sa zisťovala na odvrtoch. Na tomto moste sa taktiež namerala extrémne nízka hodnota karbonatizácie a tiež sa odvrty opakovali v júni v roku Podobne ako pri moste v Krásne nad Kysucou sa tieto hodnoty potvrdili a čias točne objasnili, pričom tieto výsledky a zistenia budú taktiež súčasťou ďalšieho článku. Obr. 3 Železobetónový most v Hlohovci Fig. 3 Reinforced concrete bridge in Hlohovec Obr. 4 Železobetónová lávka pre peších v Ružomberku Fig. 4 Reinforced concrete pedestrian bridge in Ružomberok Obr. 5 Železobetónová priehradová konštrukcia mosta z blízkosti mesta Nyíregyháza v Maďarsku Fig. 5 Reinforced concrete truss girder bridge near Nyíregyháza in Hungary Obr. 6 Most v Nižnej Myšli Fig. 6 Bridge in Nižná Myšla Obr. 7 Most pri Sládkovičove Fig. 7 Bridge near Sládkovičovo Obr. 8 Výstuž z mosta v Nižnej Myšli Fig. 8 Steel reinforcement from the bridge in Nižná Myšla Obr. 9 Pracovný diagram ťahovej skúšky vzorky výstuže z mosta v Nižnej Myšli Fig. 9 Stress-strain diagram of steel reinforcement from the bridge in Nižná Myšla VÝSLEDKY Výsledky mechanických vlastností betónu a výstuže nameraných na odobratých vzorkách sú zhrnuté v tab. 1 a 2, namerané hĺbky karbonatizácie sú spracované v tab. 3. DISKUSIA Výskum bol prevedený na siedmich rôznych mostoch starších ako 100 rokov. Tab. 1 Vybrané mechanické vlastnosti oceľových výstuží Tab. 1 Selected mechanical properties of steel reinforcements 8 Most Vzorka* Medza klzu [N/mm 2 ] Medza pevnosti [N/mm 2 ] Medza klzu/ medza pevnosti Ťažnosť A 50 [%] BA K ,85 39 KnK K ,85 nemerané K ,87 31 HC RK R ,84 38 R ,83 38 NY (HU) NY ,68 35 NY ,71 28 NM N ,93 13 N ,83 34 SL * všetky vzorky výstuže z mostov mali kruhový prierez a boli hladké bez povrchovej úpravy 9 Napětí N/mm Tažnost [%] 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 53

56 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Tab. 2 Vybrané mechanické vlastnosti betónov Tab. 2 Selected mechanical properties of concretes Most BA KnK HC RK NY (HU) NM SL Vzorka Poloha vzorky v rámci mosta Objemová hmotnosť Dynamický modul pružnosti Statický modul pružnosti Pevnosť v tlaku Vypočítaný zmenšovací súčiniteľ k u podľa [20] [kg/m 3 ] [GPa] [GPa] [MPa] [ ] BA ,5 14,7 16,9 0,55 Nad kesónom BA nemerané nemerané 19 BA ,2 nemerateľné 4,9 BA nemerateľné 3,4 Kesón BA ,9 nemerateľné 1,3 BA nemerané nemerané 5,1 BA nemerané nemerané 12,5 BA 8 Pilier nemerané nemerané 11,5 BA nemerané nemerané 12 KnK 1 Oblúk nemerané 21 23,8 KnK nemerané 22 25,7 KnK ,3 20,9 22,7 0,71 KnK 4 Nadbetonávka oblúka ,1 23,7 30,5 0,64 KnK nemerané 20,7 21,4 KnK ,2 24,1 20,2 0,68 KnK 7 Parapet ,9 16,5 22,4 0,52 KnK ,5 15,1 19,2 0,51 HC ,3 nemerateľné 4,3 Horná stavba HC ,8 18,0 8,7 0,7 HC 3 Opora ,5 27,9 36,4 0,64 HC ,3 13,5 12,6 0,45 Pilier HC ,9 29,3 21,7 0,89 RK 1 Opora ,3 26,4 16,7 0,9 RK 2 Horná stavba ,4 23,1 33,2 0,56 NY ,6 19,8 16,4 0,77 NY ,6 15,6 16,1 0,63 Mostný trám NY ,9 13,4 15 0,48 NY ,1 15,3 20,3 0,51 NM 1 Opora ,8 25,9 11,9 0,53 NM ,0 24,4 11,4 0,55 NM ,2 27,5 24,7 0,6 Horná stavba NM ,1 25,6 16,9 0,98 NM ,5 35,1 16,3 1,32 SL ,8 16,1 20,3 0,52 Opora SL ,9 20,3 25,5 0,57 Dva mosty boli skúmané s cieľom asistovať projektantom priamo pri ich rekonštrukcii (Most v Krásne nad Kysucou, piliere mosta v Bratislave) a výsledky výskumu sa priamo premietli do stavebnej praxe. Ďalšie skúmané mosty boli súčasťou cieľa vytvoriť orientačnú databázu pre budúce rekonštrukcie železobetónových mostov z tohto historického obdobia. Na základe skúšok mechanických vlastností týchto viac ako 100 rokov starých betónov na Slovensku možno konštatovať veľkú variabilitu pevností a modulov pružnosti nielen v celkovom súbore, ale často aj v rámci jedného konštrukčného prvku daného mosta. Tento veľký rozptyl materiálových vlastností pripisujeme primárne nedostatočnému hutneniu pri spracovávaní zmesi, ktorému sa v začiatkoch aplikácií betónu v mostných stavbách nevenovala dostatočná pozor nosť (prvé interné vibrovanie sa použilo až v roku 1932 [22]). Veľký rozptyl vlastností betónov v rámci mosta je dôsledkom porovnávania betónov z rôznych Tab. 3 Priemerná hĺbka karbonatizácie Tab. 3 Average carbonation depths Most Poloha miesta merania v rámci mosta Stupeň prostredia podľa EN 206 [21] Priemerná hĺbka karbonatizácie [mm] BA KnK Horná stavba XC3 < 2 Horná stavba XC3 < 2 Horná stavba XC3 55 Horná stavba XC3 88 HC Pilier, časť nevystavená dažďu XC3 65 dažďu Pilier, časť vystavená XC4 25 dažďu Opora, časť vystavená XC4 15 RK dažďu Horná stavba XC3 25 Horná stavba XC3 35 Horná stavba XC3 28 NY Horná stavba XC3 25 Horná stavba XC3 33 Horná stavba XC3 13 Opora, časť nevystavená XC3 105 dažďu NM Horná stavba XC3 50 Horná stavba XC3 55 Parapet XC4 25 Opora, časť nevystavená XC3 < 2 SL dažďu Opora, časť nevystavená dažďu XC3 < 2 miest konštrukcie, kde sa uvažuje použitie materiálovo odlišných receptúr, rezultujúcich do variability rôznych tried betónov, odlišná technológie výroby, spôsob ukladania čerstvej zmesi, spôsob počiatočného ošetrovania ako aj dlhodobo pôsobiaci atmosférické účinky na mostový betón. Pri meraní dynamického modulu pružnosti betónu s nižšou pevnostnou triedou ultrazvukovou metódou bude pevnosť betónu v tlaku nízka, ale očakávaný dynamický modul pružnosti môže byť reálne vyšší. Vyšší dynamický modul pružnosti spôsobuje použité kamenivo v betóne, ktoré si pri pevnostne slabšom cementovom tmele zachováva svoju tvrdosť a zvyšuje dynamický modul pružnosti kompozitu. Na rozdiel od degradovania cementovej matrice si kamenivo udržuje svoje pôvodné vlastnosti aj v dlhom časovom horizonte. Obr. 11 porovnáva hodnoty nameraného statického modulu pružnosti a modulu prepočítaného z dynamického modulu pružnosti normovým zmenšovacím koeficientom na základe pevnostnej triedy podľa STN [20]. 54 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

57 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Z výsledkov uvedených na obr. 12 je ďalej zjavné, že aj keď istá závislosť medzi minimálym nameraným modulem pružnosti a medzi pevnosťou betónu existuje, je v moduloch pružnosti pomerne veľký rozptyl. Z RTG rozboru betónu môžeme konštatovať, že všetky betóny boli zhotovené z kremičitého kameniva a že teda rozptyl nie je spôsobený rôznym druhom kameniva. Veľký rozptyl nameraných hodnôt môže byť zapríčinený použitím rôznych frakcií kameniva, rôznym vekom betónu a rôznou pevnostnou triedou betónu. Z obr. 10 je zrejmé, že na výstavbu mostov sa pred 100 rokmi použili betóny s kamenivom rôznej frakcie. Rozdielne veľkosti zŕn kameniva a podiel jednotlivých frakcií sa prejavujú na nameraných hodnotách dynamického modulu pružnosti. Väčší podiel väčších zŕn môže prispievať k zvýšenej hodnote dynamického modulu pružnosti. Z grafu na obr. 11 vidieť určitú závislosť medzi dynamickým modulom pružnosti a statickým modulom pružnosti, avšak o silnej závislosti hovoriť nemôžeme. Odporúčame preto pri stanovovaní mechanických vlastností viac ako 100 rokov starých betónov pred rekonštruk ciou mosta merať aj statický modul pružnosti a nespoliehať sa iba na výsledky nedeštruktívnych skúšok a ani na korelačné vzorce z aktuálnych noriem. Obr. 12 demonštruje zistenú závislosť medzi dynamickým a statickým modulom pružnosti po vylúčení odľahlých hodnôt zistených meraní. Variabilita v zložení betónov a tiež geograficky rôzne podmienky dlhodobého atmosférického pôsobenia na betón spôsobujú s najväčšou pravdepodobnosťou variabilitu vo vzťahu medzi nameraným statickým modulom pružnosti a modulom prepočítaným z dynamického modulu pružnosti normovým zmenšovacím koeficientom (obr. 11); vo vzťahu medzi pevnosťou v tlaku a statickým modulom pružnosti (obr. 12) a také med zi pevnosťou v tlaku a dynamickým modulom pružnosti (obr. 13). Tab. 2 obsahuje vypočítaný zmenšovací súčiniteľ k u podľa [20], ktorý dáva do pomeru nameraný statický a dynamický modul pružnosti. ZÁVERY Na základe meraní uskutočnených na vzorkách zo siedmych viac ako 100 rokov starých mostov môžeme prehlásiť, že: prevažná väčšina skúmaných betónov nespĺňa kritéria pre zaradenie ani do najnižšej pevnostnej triedy C 12/15 podľa platnej EN [23]; namerané moduly pružnosti mali pomerne veľký rozptyl a väčšinou boli ich hodnoty menšie než hodnoty prepočítané vzťahmi uvádzanými v súčasných relevantných dokumentoch [23], [24]. Okrem toho je zrejmá aj veľká variabilita mechanických vlastností aj v rámci jedného mostného elementu. Túto variabilitu možno pripísať nedostatočnému hutneniu betónovej zmesi, ktorému sa na začiatku 20. storočia venovala len veľmi malá pozornosť; z nameraných mechanických parametrov výstuže môžeme konštatovať, že vstupné hodnoty pevnosti výstuže, ktorými sa na Slovensku prepočítavali železobetónové mosty z konca 19. a zo začiatku 20. storočia, boli väčšinou až o 30 % nižšie, než aké sa namerali v rámci tohto výskumu. Zohľadnením reálnych vlastností výstuží je možné zvýšiť zaťažiteľnosť týchto mostov, príp. zredukovať rozsah plánovanej rekonštrukcie; potvrdil sa dobre známy fakt, že hĺbka karbonatizácie závisí od charakteru okolitého prostredia, kvality betónu a typu cementu. Avšak merania karbonatizácie na rôznych častiach mosta ukázali, že betóny zaradené do horšej triedy prostredia XC4 (podľa Obr. 10 Vzorky skúmaných betónov z mosta v Sládkovičove (SL-1 a 2) a v Ružomberku (RK-1 a 2) Fig. 10 Concrete specimens from the bridges in Sládkovičovo (SL-1 and 2) and Ružomberok (RK-1 and 2) Obr. 11 Porovnanie nameraného statického modulu pružnosti a modulu prepočítaného z dynamického modulu pružnosti normovým zmenšovacím koeficientom podľa STN [20] Fig.11 Comparison of the measured standard modulus of elasticity and the modulus of elasticity computed from the dynamic modulus of elasticity by conversion factor given in STN [20] Obr. 12 Korelácia medzi pevnosťou v tlaku a statickým modulom pružnosti Fig. 12 Correlation between compressive strength and standard modulus of elasticity Obr. 13 Korelácia medzi statickým a dynamickým modulom pružnosti Fig. 13 Correlation between standard and dynamic modulus of elasticity 10a 10b Statický modul pružnosti [GPa] Pevnosť v tlaku [MPa] Predikcia podľa fib MC2010 [24] Namerané hodnoty Hodnoty podľa EN [23] 11 Modul pružnosti [GPa] Dynamický modul pružnosti [GPa] Prepočítaný so zmenšovacím súčiniteľom BA-1 KnK-3 KnK-4 KnK-6 KnK-7 KnK-8 HC-3 HC-4 HC-5 RK-1 RK-2 NY-1 NY-2 NY-3 NY-4 NM-1 NM-2 NM-3 NM-4 NM-5 SD-1 SD-2 Nameraný statický R² = 0, Statický modul pružnosti [GPa] 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 55

58 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Literatúra: [1] PAULÍK, P. Bridges in Slovakia. Bratislava: JAGA, [2] DROZD, A., CHLADNÝ, E., PAULINY, L., POLIAČEK, I., VÉBR, V., ZVARA, J. Stavebníctvo na Slovensku Bratislava: Alfa, [3] LAKY, A., RENGEVIČ, A. Betónové mosty na Slovensku. Bratislava: Alfa, [4] SEIDLEROVÁ, I., DOHNÁLEK, J. Dějiny betonového stavitelství v českých zemích do konce 19. století. Praha, [5] PULSZKY, G. A pozsonyi állandó Dunahíd. Magyar Mérnök és Építész Egylet. Budapešť, 1891, 25/2, p [6] BALÁZS, G. Beton és vasbeton I. alapismeretek történelme. Budapešť: Akadémiai Kiadó, [7] WAYSS, G. A. Die Monier Bauweise. Berlín, [8] WAYSS, G. A. Das System Monier. Berlín, [9] GYŐZŐ, Z. A. Monier rendszer és a hazánkban e rendszer szerint létesített első műtárgy. Magyar Mérnök és Építész Egylet. Budapešť, 1890, 24/4, p [10] GYŐZŐ, T. Monier és Gipszpalló szerkezetek I. Magyar Mérnök és Építész Egylet. Budapešť, 1891, 25/1, p [11] GYŐZŐ, T. Monier és Gipszpalló szerkezetek II. Magyar Mérnök és Építész Egylet. Budapešť, 1891, 25/2, p [12] GEOSTATIK. Orientačný inžinierskogeologický prieskum Bratislava Starý most cez Dunaj. Záverečná správa. Bratislava, [13] STN EN Skúšanie betónu v konštrukciách. Časť 2: Nedeštruktívne skúšanie. Stanovenie tvrdosti odrazovým tvrdomerom [14] STN EN Skúšanie betónu. Časť 4: Určenie rýchlosti ultrazvukového impulzu [15] STN EN Metódy skúšania mált na murovanie. Časť 12: Stanovenie prídržnosti zatvrdnutých spodných a krycích omietkových mált k podkladom [16] STN Ultrazvuková impulzová metóda skúšania betónu [17] STN ISO Betón. Stanovenie statického modulu pružnosti v tlaku [18] STN EN Skúšanie betónu v konštrukciách. Časť 1: Vzorky z jadrového vŕtania. Odber, preskúmanie a skúška pevnosti v tlaku [19] STN Základný postup rozboru silikátov. Všeobecné ustanovenia [20] STN Nedeštruktívne skúšanie betónových konštrukcií [21] EN 206. Betón Špecifikácia, vlastnosti, výroba a zhoda [22] MENN, C. Prestressed Concrete Bridges. Viedeň, [23] EN Navrhovanie betónových konštrukcií [24] fib Model Code for Concrete Structures Lausanne, EN 206 [21]) vykazovali nižšiu karbonatizáciu ako betóny zaradené do triedy prostredia XC3 a to aj v prípade, že ich mechanické vlastnosti boli horšie. Čias točné objasnenie tohto paradoxu, ako aj extrémne nízkych karbonatizácií v prípade dvoch mostov bude zverejnené v ďalšom článku, ktorý je v štádiu prípravy. Ing. Peter Paulík, PhD. SvF STU v Bratislavě Katedra betónových konštrukcií a mostov peter.paulik@stuba.sk Dipl.-Ing. Michal Bačuvčík TSÚS Bratislava bacuvcik@tsus.sk Ing. Patrik Ševčík TSÚS Bratislava sevcik@tsus.sk Ing. Ivan Janotka, DrSc. TSÚS Bratislava janotka@tsus.sk Text článku byl posouzen odborným lektorem. The text was reviewed. RYBIA FARMA V HANDLOVEJ 15. augusta 2015 bolo v areáli bane Handlová, v bývalých priemyselných priestoroch, uvedené do prevádzky najmodernejšie zariadenie na chov rýb v uzavretých halových priestoroch v recirkulačno-aquakultúrnom systéme pomocou okysličovania vody tzv. ODS Flow systémom. Projekt rybia farma v Handlovej bol zahájený s cieľom vybudovania prevádzky na chov a spracovanie rýb čeľade Klárius Panafrický s využitím obnoviteľného zdroja tepelnej energie z banských vôd. Na prevádzku farmy sa bude využívať banská voda, ktorá z bane voľne vyteká už 100 rokov, čo je raritou v Európe, a to ako chovná voda pre ryby a súčasne ako primárny zdroj tepla vyrábaného čerpadlami z vody 16 ºC vytekajúcej z podzemia na vodu 50 ºC. Pred začatím výstavby projektu bolo potrebné asanovať 27 starých objektov, ktoré sa nachádzali na tomto území. Geologická stavba, úklon svahu a živé banské diela bane Handlová, umiestené tesne pod povrchom staveniska, si vyžiadali zakladanie stavby na piloty (16m vývrty) v celkovej dĺžke m. Stavba pozostáva z dvadsiatich stavebných celkov, z ktorých rozhodujúce sú tri chovňa rýb, spracovňa rýb a skleníkové hospodárstvo. Pre chov rýb bola vybudovaná hala o výmere m 2, jež súčasťou je aj vlastná plôdikáreň chovu. Počíta sa s ročnou produkciou t. Projekt pozostáva z niekoľkých častí. Prvou z nich sú biofiltre, ktoré predstavujú obdĺžnikovú nádrž s celkovým objemom 737 m 3. Ďalšiu časť predstavuje tzv. grow tank, čo je železobetonová kruhová nádrž s vonkajším priemerom 7,75 m a celkovým objemom 364 m 3. Nursery tank je železobetónová kruhová nádrž pozostávajúca z dvojice navzájom spojených kruhových nádrží s priemerom 4,13 m a objemom 83 m 3. Poslednou časťou projektu je tzv. harwest channel, otvorená krabicová konštrukcia s objemom 56 m 3. Investíciu možno zaradiť medzi inovatívne zámery slovenskej ekonomiky s pozitívnym vplyvom na slovenský a český trh, ale aj na trh strednej Európy v oblasti spotreby rybích produktov a pestrosti ponuky. Zhotoviteľ Návrh debnenia a lešenia HBH, a. s., Považská Bystrica PERI Považská Bystrica Zdroj: PERI a tisková zpráva Agro rybia farma, s. r. o. 56 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

59 BETONÁRSKE DNI 2016 V BRATISLAVE Tab. 1 Najlepšie diplomové práce v oblasti betónových konštrukcií a mostov Autor Téma Vedúci Ing. Jozef Gura Nosná betónová konštrukcia doc. Sergej Priganc, kostola SvF TU Košice Ing. Monika Víteková Most na rýchlostnej ceste R1, prof. Jaroslav Halvoník, Nitra-západ Selenec SvF STU Bratislava Tab. 2 Najlepšia betónová konštrukcia na Slovensku Kategória Umistnenie Ocenená stavba 1. miesto Múzeum SNP v Banskej Bystrici Pozemné 2. miesto Budova Národnej banky Slovenska stavby Synagóga v Lučenci (budovy) 3. miesto a Modrý kostolík v Bratislave 1. miesto Mestská estakáda v Považskej Bystrici Inžinierske 2. miesto Most Lafranconi v Bratislave stavby Najstarší zachovaný železobetónový most na území 3. miesto Slovenska Most v Krásne nad Kysucou (1892) AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS V dňoch 20. a 21. októbra 2016 sa v bratislavskom hoteli Austria Trend uskutočnil 11. ročník Betonárskych dní (BD). Hotel príjemne prekvapil dobrým servisom a zážitkovou stravou. Aj napriek problémom v stavebníctve na Slovensku sa organizátorom podarilo pripraviť bohatý a zaujímavý program. Novinkou jubilejného ročníka bola anketa o Najlepšiu betónovú konštrukciu na Slovensku, o tom neskoršie. V úvode BD si, pri príležitosti odchodu do dôchodku, prevzal z rúk dekana SvF STU prof. Ing. Stanislava Unčíka, PhD., Pamätnú medailu Stavebnej fakulty STU v Bratislave význam ný odborník v oblasti murovaných stavieb doc. Milan Čabrák. Pri príležitosti životného jubilea odovzdal rektor STU prof. Ing. Robert Redhammer, PhD., prof. Igorovi Hudobovi Medailu Slovenskej technickej univerzity. Prof. Hudoba bol v minulosti rektorom STU a prezidentom Slovenskej rektorskej konferencie. Zo 72 príspevkov uvedených v zborníku konferencie bolo na ústnu prezentáciu vybraných 56 príspevkov. Zaujali najmä príspevky v sekcií Hlavné referáty. Ing. Martin Bakoš zo spoločnosti Amberg ES informoval o stavbe najdlhšieho a najhlbšieho dopravného tunela na svete 57km bázového Gotthardského železničného tunela. O stavbe unikátneho planetária ESO Supernova, neďaleko Mníchova, referoval Helmut Hilliges zo spoločnosti Deutsche Doka. V pôdoryse planetárium pripomína dvojhviezdny systém, pri ktorom dochádza k prenosu hmoty medzi hviezdami, čo vedie k vzniku supernovy. Varianty dominantného objektu stavby Diaľ nica D4 mostu cez Dunaj prezentoval vo svojej prednáške najznámejší slovenský mostár Ing. Miroslav Maťaščík. O výstavbe diaľničného tunela Višňové, ktorý sa po dokončení stane najdlhším tunelom na Slovensku, informoval Eng. Martino Gatti, projektový manažér firmy Rocksoil Spa. Je iste zaujímavé, že o švajčiarskom tuneli informoval slovenský odborník na tunely a tunel Višňové predstavoval manažér z Talianska. To dokazuje, že aj na Slovensku sa prejavuje globalizácia trhu v stavebníctve. Prof. Jiří Stráský z VUT Brno potešil architektonickým a konštrukčným riešením membránových konštrukcií z predpätého betónu, ktoré sú vhodné napríklad aj pre zastrešenie futbalového štadióna. Do súťaže o cenu doc. Ing. Jozefa Zvaru za Najlepšiu diplomovú prácu v oblasti betónových konštrukcií a mostov, ktorú udeľuje Národný komitét fib v SR pre roky 2015 až 2016, bolo celkove prihlásených sedem prác zo SvF STU Bratislava, SvF ŽU Žilina a SvF TU Košice. Komisia pod vedením doc. Grambličku rozhodla o udelení dvoch prvých cien diplomovým prácam uvedeným v tab. 1. V rámci BD 2016 usporiadatelia z Katedry betónových konštrukcií a mostov SvF STU v Bratislave vyhlásili medzi 180 účastníkmi konferencie 1. ročník ankety o Najlepšiu betónovú konštrukciu na Slovensku. Výsledky sú uvedené v tab. 2. Na záver BD 2016 pripravili usporiadatelia odbornú exkurziu na stavenisko Polyfunkčného súboru Stein 2 v Bratislave. Zaujímavou stavbou sprevádzali a odborný výklad poskytli zástupcovia realizačnej firmy Skanska SK, a. s. Účastníci exkurzie boli oboznámení s projektom aj procesom realizácie a mali možnosť si prezrieť nosné konštrukcie polyfunkčného súboru. Fotogaléria z BD 2016 (fotografie: Peter Paulík) je na webovej stránke Pripravil prof. Ing. Juraj Bilčík, PhD., garant BD 2016 Doc. Ing. Milan Čabrák, PhD., preberá od prof. Ing. Stanislava Unčíka, PhD., Pamätnú medailu SvF STU v Bratislave Prof. Ing. Igor Hudoba, PhD., preberá od prof. Ing. Roberta Redhammera, PhD., Medailu STU v Bratislave Pohľad na rokovanie BD 2016 počas odbornej sekcie Ocenení autori dvoch najlepších diplomových prác Múzeum SNP v Banskej Bystrici (1969) 1. miesto v kategórií Pozemné stavby Mestská estakáda v Považskej Bystrici (2010) 1. miesto v kategórií Inžinierska stavba 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 57

60 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH INVERZNÍ SPOLEHLIVOSTNÍ ANALÝZA MOSTU Z MPD NOSNÍKŮ: IDENTIFIKACE PARAMETRŮ INVERSE RELIABILITY ANALYSIS OF BRIDGE MADE OF MPD GIRDERS: PARAMETERS IDENTIFICATION David Lehký, Martina Šomodíková, Drahomír Novák V příspěvku je představena metoda identifikace parametrů v rámci pravděpodobnostní analýzy spolehlivosti a zatížitelnosti konstrukcí. Metoda využívá umělou neuronovou síť jako náhradní model inverzního vztahu mezi požadovanou spolehlivostí konstrukce a hledanými návrhovými parametry. Navržená metoda je využita při identifikaci vybraných parametrů předpjatého segmentového mostu z MPD nosníků. This paper presents a method for identification of parameters within a probabilistic analysis of reliability and load-bearing capacity of structures. The method utilizes an artificial neural network as a surrogate model of inverse relation between the desired level of structural reliability and searched design parameters. The proposed method is utilized for identification of selected parameters of prestressed bridge made of MPD girders. Zajištění životnosti a spolehlivosti stávajících mostních konstrukcí, kdy je řada z nich degradována vlivem časově závislých jevů (např. karbonatací betonu, průnikem chloridů, korozí výztuže), je v současnosti jedním z důležitých cílů inženýrské činnosti. Řešení této problematiky často vyvolává požadavek na řešení inverzních úloh jako je např. stanovení vstupních dat pokročilých modelů na základě diagnostiky konstrukce, laboratorních měření apod. Předložený příspěvek pojednává o další typické inverzní úloze návrhu konstrukce či jejích dílčích částí pro dosažení požadované spolehlivosti a ži votnosti. Jejím cílem je najít hodnoty vstupních návrhových parametrů X tak, aby byla získána odpovídající (známá či požadovaná) odezva či spolehlivost systému Y: X = f 1 (Y). (1) Analytické řešení této inverzní úlohy bývá možné většinou jen při použití deterministické analýzy, a to pouze v jednoduchých případech. Při praktickém návrhu se často postupuje metodou pokus omyl, kdy se provede odhad návrhových parametrů většinou na základě předem daných empirických vztahů či doporučení a následně se vyhodnotí spolehlivost systému. Jakmile přistoupíme k plně pravděpodobnostnímu řešení úlohy, tedy k posouzení spolehlivosti prvku či konstrukce pomocí tzv. ukazatelů spolehlivosti jako jsou pravděpodobnost poruchy p f či index spolehlivosti β, bývá hledání analytického řešení či použití metody pokus omyl v lepším případě časově náročné a neefektivní, v horším případě pak nemožné. Zde se jeví jako nezbytné použití některé pokročilé metody. Právě využití pravděpodobnostních metod se s rozvojem výpočetní techniky, experimentálních a diagnostických metod, s prohlubováním teoretických znalostí a vývojem normativních předpisů stává čím dál častěji součástí analýz spolehlivosti a životnosti konstrukcí. Vývoj metod a postupů, které umožní stanovit hodnoty návrhových parametrů v rámci pravděpodobnostní analýzy konstrukce, je proto žádoucí. Cílem je nalézt hodnoty vstupních parametrů tak, aby byly jednotlivé mezní stavy splněny s požadovanou spolehlivostí, a to co možná nejpřesněji. Výše uvedenou úlohu hledání hodnot návrhových parametrů konstrukce X tak, aby bylo dosaženo požadované úrovně spolehlivosti vyjádřené pomocí ukazatelů spolehlivosti Y, nazýváme inverzní spolehlivostní analýzou. Návrhové parametry mohou být deterministické nebo mohou příslušet náhodné veličině. V případě náhodné veličiny je předmětem zájmu některý z jejích statistických momentů (střední hodnota, směrodatná odchylka, variační koefi cient). V předloženém příspěvku je stručně popsána metoda založená na umělých neuronových sítích, která byla použita při stanovení vybraných náhodných parametrů jednopolového předpjatého segmentového mostu z prefabrikovaných nosníků MPD3 a MPD4. Metoda založená na umělých neuronových sítích Navržená metoda pro řešení úloh inverzní spolehlivosti je založená na kombinaci umělé neuronové sítě a stochastické analýzy konstrukce. Ta slouží k tvorbě tzv. učicí množiny pro učení sítě, tj. pro nastavení jejích parametrů, kterými jsou synaptické váhy a prahy. Tyto parametry spolu s přenosovými funkcemi a vlastní strukturou sítě definují její chování, tj. způsob šíření vstupního signálu a následnou odezvu sítě. Učicí množinu tvoří soubor hodnot vstup výstup. Vstupem sítě je požadovaná úroveň spolehlivosti (např. hodnoty indexů spolehlivosti pro analyzované mezní stavy), výstupem pak odpovídající hodnoty návrhových parametrů. Tvorba učicí množiny je prováděna numericky pomocí virtuální stochastické simulace řešené konstrukce, modelované většinou s využitím metody konečných prvků. Vzhledem k výrazné časové náročnosti jednotlivých simulací je kladen důraz na implementaci co nejefektivnějších postupů a metod. Generování náhodných realizací je proto realizováno s využitím stratifikované simulační metody Latin hypercube sampling (LHS) umožňující redukovat nezbytný počet simulací na minimum. Ke stanovení ukazatelů spolehlivosti je pak většinou nezbytné použít některou z aproximačních metod. U jednoduchých případů lze využít metodu FORM, v komplikovanějších případech nelineární odezvy je nezbytné použít metodu plochy odezvy [1]. Učení sítě pak představuje optimalizační úlohu, kdy se hledají parametry sítě (synaptické váhy a prahy) tak, aby se minimalizovala chyba výstupního signálu, tj. aby se skutečný výstup sítě co nejvíce blížil výstupu požadovanému. Vlastní učení sítě se provádí s využitím vhodné optimalizační metody (gradientní metody, genetické algoritmy apod.). Hlavním principem uvedené metody pro řešení inverzní spolehlivosti je aproximace inverzní funkce (1) pomocí náhradního modelu, kterým je umělá neuronová síť. Pak inverzní úloha (1) nabývá tvaru: X = f 1 ANN (Y), (2) kde f ANN 1 představuje aproximaci původní inverzní funkce pomocí umělé neuronové sítě. Podrobný teoretický výklad metody spolu s podrobným postupem lze nalézt v [2]. Zde jen uveďme, že jakmile je neuronová síť správ- 58 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

61 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH ně naučena, tedy je k dispozici dostatečně přesná aproximace inverzní funkce, předloží se požadované ukazatele spolehlivosti neuronové síti jako vstupní signál Y, který se šíří sítí směrem k výstupní vrstvě, kde je získána optimální sada návrhových parametrů X. Následně je možné výsledky verifikovat tak, že se získané parametry použijí jako vstupní veličiny výpočtového statistického modelu a provede se výpočet odpovídajících ukazatelů spolehlivosti. Ty se následně srovnají s hodnotami požadovanými. Identifikace parametrů předpjatého mostu Výše popsaná metoda pro řešení úloh inverzní spolehlivosti byla aplikována při hledání vybraných parametrů jednopolového předpjatého segmentového mostu před obcí Uherský Ostroh. Most byl již dříve autory podroben pravděpodobnostní analýze zatížitelnosti a spolehlivosti, jejíž součástí bylo i modelování časového průběhu degradace konstrukce. Výsledky analýz byly publikovány v [3]. Inverzní spolehlivostní analýza představená v této práci na předchozí výsledky volně navazuje. Dále budou uvedeny nejpodstatnější informace o řešené konstrukci a výpočtovém modelu, bližší podrobnosti je možné nalézt v [3]. Nosnou konstrukci mostu postaveného pravděpodobně v letech 1955 až 1960 tvoří přibližně vodorovná prostě uložená deska složená z 12 typových prefabrikovaných dodatečně předpjatých nosníků typu MPD3 (krajní) a MPD4 (mezilehlé). Jednotlivé nosníky o teoretickém rozpětí 19 m byly složeny na stavbě každý ze šesti segmentů MPD4 (obr. 1), resp. tří segmentů MPD3. Spolupůsobení jednotlivých dílců je zajištěno jejich spojením příčnými kabely. Podélná a příčná předpínací výztuž nosníků je tvořena předpínacími lany z patentových drátů PZØ4,5 1650/1200. Pro betonářskou výztuž byla použita ocel (roxor). Výpočtový model nosné konstrukce mostu byl vytvořen v programu ATENA 2D [4] (obr. 2). Konstrukce byla zatížena vlastní tíhou, účinky podélného předpětí a ostatním stálým zatížením od vozovkového souvrství. Následně byl model postupně přitěžován dle normových sestav zatížení pro jednotlivé typy zatížitelností, včetně zahrnutí dynamických účinků. V letech 2006 až 2007 byl na mostě realizován podrobný diagnostický 1 2 průzkum (DP) [5]. V jeho rámci bylo provedeno nedestruktivní měření tlakové pevnosti betonu nosníků včetně příčných a podélných spár, které bylo doplněno destruktivními tlakovými zkouškami na vzorcích betonu odebraných přímo z nosníků. Na základě získaných pevností byl beton segmentů zařazen do pevnostní třídy C35/45. Beton příčných spár měl střední hodnotu tlakové pevnosti jen o málo nižší (tlaková pevnost se pohybovala od 22,5 do 55,8 MPa), nicméně vykazoval nadměrnou variabilitu, a tak byl dle DP zařazen do pevnostní třídy C6/7,5 s nezaručenou pevností. Dle DP byly pro most stanoveny hodnoty normální a výhradní zatížitelnosti hodnotami V n = 25 t, resp. V r = 48 t. Stochastický model jednotlivých vstupních veličin byl vytvořen v programu FReET [6] na základě výsledků měření provedených v rámci DP a s ohledem na doporučení JCSS (Joint Committee on Structural Safety [7]) a TP 224 [8]. Na základě informací o tlakové pevnosti betonu nosníků a příčných spár byly dle vztahů uvedených v CEB-FIP Model Code 1990 [9] stanoveny zbývající pevnostní a přetvárné charakteristiky betonu. V případě předpínací a betonářské výztuže byly hodnoty tahové pevnosti na mezi kluzu a na mezi pevnosti převzaty z typových podkladů. Hodnota předpínací síly, která má zásadní vliv na úroveň zatížitelnosti v případě vyšetřovaného mezního stavu použitelnosti, byla stanovena s ohledem ke krátkodobým a dlouhodobým ztrátám předpětí v souladu s Č SN EN [10]. Použitý pravděpodobnostní model předpínací síly je pak plně v souladu s JCSS. V tab. 1 jsou vypsány pravděpodobnostní modely vybraných veličin, které přímo souvisí s inverzní analýzou spolehlivosti. Veškeré podrobnosti o stochastickém modelu včetně Obr. 1 Most před obcí Uherský Ostroh podélný řez Fig. 1 Bridge close to Uherský Ostroh longitudinal section Obr. 2 Výpočtový model analyzovaného mostu, včetně zatěžovací sestavy pro stanovení normální zatížitelnosti software ATENA 2D Fig. 2 Computational model of the analysed bridge, including the loading scheme for the normal loading class ATENA 2D software použitých korelačních koeficien tů jsou pak souhrnně uvedeny v [3]. Beton příčných spár vykazoval při diagnostickém průzkumu ve střední hodnotě podobnou pevnost jako beton segmentů, ale poměrně velikou variabilitu (variační koeficient CoV = 0,35) způsobenou pravděpodobně proměnnou prostorovou degradací mostu. Ta vnáší nejistoty rovněž do aktuálních ztrát předpětí (či aktuálních hodnot předpínacích sil), které byly přibližně stanoveny jako 17%. Výsledná střední hodnota aktuální předpínací síly ve spodním laně včetně všech ztrát je P 1 = 14,2 MN. Velikosti předpětí v ostatních lanech jsou pak stanoveny poměrově za stejných předpokladů. Při analýze zatížitelnosti mostu byly uvažovány dva mezní stavy mezní stav dekomprese (MSD) a mezní stav vzniku trhlin (MST). Vzhledem k převažujícímu vlivu míry předpětí konstrukce a tahové pevnosti betonu příčných spár f t na analyzované mezní stavy a vzhledem k výše zmíněným nejistotám těchto parametrů bylo přistoupeno ke stanovení jejich mezních hodnot pro dosažení požadované úrovně spolehlivosti. Střední hodnoty μ(f t ) a μ(p 1 ) byly uvažovány jako neznámé návrhové parametry X (variační koeficienty byly převzaty z diagnostického průzkumu, resp. z doporučení JCSS) při řešení inverzní úlohy spolehlivosti (ve- 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 59

62 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH ličiny označené? v tab. 1). Požadovaná úroveň spolehlivosti Y pro analyzované mezní stavy byla dána následujícími hodnotami indexů spolehlivosti: β 1,t = 0 pro MSD and β 2,t = 1,3 pro MST. V souladu s diagnostickým průzkumem a požadavky na zatížitelnost byla analýza provedena pro hodnotu normální zatížitelnosti V n = 25 t. Spolehlivostní analýza a výpočet Cornellova indexu spolehlivosti pro oba analyzované mezní stavy byly provedeny s využitím 32 simulací generovaných metodou LHS. Pro verifikaci byly vybrané analýzy počítány rovněž metodou plochy odezvy s aproximací ve formě umělé neuronové sítě. Vlastní inverzní spolehlivostní analýza byla počítána jako dvouparametrická úloha s dvěma spolehlivostními okrajovými podmínkami. Byla sestrojena neuronová síť tvořená dvěma vstupy (požadované indexy spolehlivosti), jednou skrytou vrstvou čítající pět nelineárních neuronů a dvěma výstupy (dva návrhové parametry) (obr. 3). Učicí množina sestávala z 25 náhodných realizací generovaných opět metodou LHS. Učení sítě bylo provedeno kombinací genetických algoritmů a gradientní metody se setrvačností. Po naučení byly síti předloženy cílové indexy spolehlivosti a simulací sítě získány požadované hodnoty návrhových parametrů (tab. 2). Pro ověření správnosti byla se získanými středními hodnotami předpínací síly a tahové pevnosti betonu příčných spár provedena stochastická analýza a získány odpovídající indexy spolehlivosti β 1,t a β 2,t. Srovnání jejich hodnot s hodnotami požadovanými normou β 1,t a β 2,t je uvedeno rovněž v tab. 2. Literatura: [1] LEHKÝ, D., ŠOMODÍKOVÁ, M. Reliability Analysis of Post-tensioned Bridge using Artificial Neural Network-based Surrogate Model. In: 16th Engineering Applications of Neural Networks (EANN 2015), Rhodes, Greece, CCIS 517, 2015, s [2] LEHKÝ, D., NOVÁK, D. Solving Inverse Structural Reliability Problem Using Artificial Neural Networks and Small- Sample Simulation. Advances in Structural Engineering. 2015, Vol. 15, No. 11, s [3] LEHKÝ, D., ŠOMODÍKOVÁ, M., DOLEŽEL, J., NOVÁK, D. Pravděpodobnostní analýza zatížitelnosti a spolehlivosti spřaženého mostu z MPD nosníků. Beton TKS. 2013, roč. 13, č. 4, s [4] ČERVENKA, V., JENDELE, L., ČERVENKA, J. ATENA Program Documentation Part 1: Theory. Praha, Česká republika: Červenka Consulting, s. r. o., [5] KRYŠTOF, J. Diagnostický průzkum mostu přes trať Českých drah na silnici č. I/55. DIAGNOSTIKA. Brno, Česká republika: Mostní vývoj, s. r. o., [6] NOVÁK, D., VOŘECHOVSKÝ, M., TEPLÝ, B. FReET: Software for the statistical and reliability analysis of engineering problems and FReET-D: Degradation module. Advances in Engineering Software. 2014, 72, s [7] JCSS Probabilistic Model Code JCSS. Joint Committee on Structural Safety [on-line]. Dostupné z: Publications/Probabilistic Model Code [8] TP 224. Ově ř ová ní existují cí ch betonový ch mostů pozemní ch komunikací. Praha, Č eská republika: Ministerstvo dopravy, Odbor silnič ní infrastruktury, [9] CEB-FIP Model Code 1990: Design code. Comité Euro-International du Béton, London: Thomas Telford services Ltd., [10] Č SN EN Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí Č ást 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby. Praha, Č eská republika: Č NI, [11] Metodický pokyn pro určování zatížitelnosti železničních mostních objektů. Správa železniční dopravní cesty (SŽDC), S 30135/2015-O13, ZÁVĚRY Získané střední hodnotě tahové pevnosti betonu příčných spár posuzovaného mostu odpovídá charakteristická hodnota tahové pevnosti 1,65 MPa (5% kvantil, přímý odhad z rozdělení pravděpodobnosti). Be ton tedy dle ČSN EN spadá do rozmezí pevnostních tříd C20/25 a C25/30 a požadavek na pevnost betonu tak odpovídá výsledkům diagnostiky a zkušenostem z realizace těchto typů mostů, kdy beton spár mezi nosníky dosahuje maximální pevnosti odpovídající třídě C25/30, spíše však nižší. Zde je nutno poznamenat, že požadovaná hodnota indexu spolehlivosti β 2,t = 1,3 je pro MST poměrně striktní. Jelikož vznik trhlin leží na pomezí vratných a nevratných jevů, je přípustné jeho hodnotu snížit (pro vratné jevy lze uvažovat hodnotu 0), čímž by se snížil i požadavek na hodnotu pevnos- Obr. 3 Schéma použité umělé neuronové sítě Fig. 3 Schematic view of the utilized artificial neural network Tab. 1 Definice vybraných vstupních náhodných veličin Tab. 1 Definition of selected input random variables Veličina Rozdělení μ CoV Beton příčných spár: Modul pružnosti E c [GPa] Lognormální (2-par.) 26,81 0,15 Pevnost betonu v tahu f t [MPa] Weibullovo min. (2-par.)? 0,35 Pevnost betonu v tlaku f c [MPa] Trojúhelníkové 36 0,25 Specifická lomová energie G f [N/m] Weibullovo min. (2-par.) 47,82 0,25 Specifická hmotnost ρ [kn/m 3 ] Normální 23,8 0,04 Předpínací síla P 1 [MN] Normální? 0,09 Předpínací síla P 2 [MN] Normální 0,71 P 1 0,09 Předpínací síla P 3 [MN] Normální 0,24 P 1 0,09 Předpínací síla P 4 [MN] Normální 0,24 P 1 0,09 Zatížení: Zatížení dopravou V n [t] Deterministicky 25 Pozn.: Veličiny označené? jsou předmětem identifikace, μ značí střední hodnotu, CoV je variační koeficient Tab. 2 Výsledné hodnoty návrhových parametrů a odpovídající indexy spolehlivosti Tab. 2 Resulting design parameter values and the corresponding reliability indices Návrhový Hodnota β parametr 1 β 1,t β 2 β 2,t μ(f t ) [MPa] 3,04 0, ,277 1,3 μ(p 1 ) [MN] 15, BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

63 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH ti betonu. Dalším aspektem umožňujícím snížit požadovanou spolehlivost je pak stáří mostu a s ním související jeho zbytková doba životnosti, jak se uvádí např. v Metodickém pokynu pro určování zatížitelnosti železničních mostních objektů vydaném SŽDC [11]. Požadovaná střední hodnota předpínací síly vychází z inverzní analýzy o něco vyšší, než byl původní předpoklad. Ten uvažoval se střední hodnotou ztrát předpětí 17 % (z toho 9 % okamžité ztráty), variační koeficient měl dle doporučení JCSS hodnotu 0,09. Identifikovaná střední hodnota předpínací síly pak odpovídá aktuálním ztrátám 12 %. Ze získaných výsledků je možné konstatovat, že požadavek na hodnotu normální zatížitelnosti V n = 25 t lze po - važovat za oprávněný z hlediska mezního stavu vzniku trhlin. V případě mez - ního stavu dekomprese je nezbytná podrobnější analýza ztrát předpětí a jejich variability pro zajištění požadované úrovně spolehlivosti. Představený postup inverzní spolehlivostní analýzy spadá do oblasti spolehlivosti a životnosti konstrukcí a je možné jej aplikovat víceméně rutinně na jakoukoliv jinou mostní konstrukci, a to jak pro identifikaci parametrů konstrukce stávající, tak pro návrh parametrů konstrukce nové. Uvedeným postupem lze získat požadovanou spolehlivost pro jednotlivé mezní stavy přesně. Postup tak využívá spolehlivostní meze dané normou (předepsané indexy spolehlivosti), a to do maximální míry. Použití klasických metod bez aplikace teorie spolehlivosti a inverzních postupů takový výsledek nemůže poskytnout, a zpravidla tak dochází k předimenzování konstrukce. Kombinace diagnostických metod s nelineární numerickou analýzou a pravděpodobnostními metodami představuje silný nástroj pro realistické stanovení zatížitelnosti, spolehlivosti a životnosti mostních konstrukcí. Představená metodika pak umožní rutinní stanovení jejich návrhových parametrů. Příspěvek vznikl v rámci řešení projektu č S (FIRBO) Grantové agentury Č eské republiky (GAČ R) a projektu č. LO1408 AdMaS UP Pokročilé stavební materiály, konstrukce a technologie podporovaného Ministerstvem školství, mládeže a tělovýchovy v rámci účelové podpory programu Národní program udržitelnosti I. Ing. David Lehký, Ph.D. lehky.d@fce.vutbr.cz Ing. Martina Šomodíková, Ph.D. somodikova.m@fce.vutbr.cz prof. Ing. Drahomír Novák, DrSc. novak.d@fce.vutbr.cz všichni: Fakulta stavební VUT v Brně Ústav stavební mechaniky Text článku byl posouzen odborným lektorem. The text was reviewed. ZA DOCENTEM FRANTIŠKEM DRAXLEREM Dne 17. října 2016 zemřel ve věku nedožitých 88 let doc. Ing. František Draxler, CSc. Narodil se v roce 1928 v Jindřichově Hradci v rodině místního stavitele. Fakultu architektury a pozemního stavitelství ČVUT v Praze absolvoval v letech 1949 až 1953 a poté začal pracovat jako statik v Obvodním stavebním podniku v Jindřichově Hradci. Po absolvování základní vojenské služby v roce 1955 nastoupil jako asistent na Katedru betonových konstrukcí Fakulty architektury a pozemního stavitelství ČVUT v Praze. V roce 1984 byl jmenován docentem v oboru betonového stavitelství. Po jeho nástupu na ČVUT byla pedagogická práce náročná, neboť nebyly k dispozici potřebné učební pomůcky, a proto docent Draxler vypracoval řadu skript a pomůcek pro navrhování betonových konstrukcí. Kromě pedagogické činnosti se nadále věnoval výzkumu zaměřenému na úsporu oceli při navrhování základů těžkých strojních agregátů, kde se snažil ocelové stolice nahradit úspornými železobetonovými. Pracoval též v Projektovém ústavu ČVUT, kde spolupracoval na návrhu betonových konstrukcí objektů stávající Fakulty stavební ČVUT a řadě dalších objektů. Poznatky získané z vědecko-výzkumné práce, při praktickém navrhování a provádění konstrukcí, jakož i zkušenosti získané ve stavební firmě svých rodičů využil při zpracování publikací pro navrhování betonových konstrukcí, kde vždy uplatňoval hledisko prakticky rea lizovatelného provádění a kontroly na stavbě. Jeho velká zásluha spočívá v řízení rekonstrukce výukového a rekreačního střediska Fakulty stavební ČVUT v Černicích. Zde kromě náročné rekonstrukce zámku bylo třeba vybudovat hospodářské zázemí v podzemí, což vyžadovalo náročné vedení všech prací a úsilí v uvedení všech řemeslných prací do konečného stavu. Docent Draxler byl náročný na dokonalé provádění všech prací. Když převzal nebo odevzdal jakoukoliv práci, musel s ní být spokojen hlavně on sám. Byl soudním znalcem v oboru stavebnictví v odvětví obytné, průmyslové, zemědělské, inženýrské a vodní stavby se specializací na betonové a zděné konstrukce. Po odchodu do důchodu se věnoval projektování betonových a zděných konstrukcí pozemních staveb a posudkové činnosti. V docentu Draxlerovi ztrácíme odborníka v oboru betonových konstrukcí, vědeckého a pedagogického pracovníka, pracovitého a pilného autora řady publikací i učebních textů a především člověka, na kterého bylo vždy stoprocentní spolehnutí. Všichni budeme na docenta Draxlera s úctou vzpomínat jako na přímého a čestného člověka, učitele a rádce. prof. Ing. Jaroslav Procházka, CSc. 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 61

64 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH DEGRADACE STRUKTURY POLYMERCEMENTOVÝCH MALT PŘI NÁHLÝCH TEPLOTNÍCH ZMĚNÁCH DEGRADATION OF POLYMERCEMENT MORTARS STRUCTURE DURING SUDDEN TEMPERATURE CHANGES Tomáš Melichar, Jiří Bydžovský Příspěvek je zaměřen na studium parametrů vyvíjených kompozitních materiálů s polymercementovou matricí modifikovanou surovinami z alternativních zdrojů. Tyto hmoty mohou nalézt uplatnění jako např. správkové hmoty pro ostění tunelů zasažených požárem, kde byla původně aplikována hmota se zvýšenou odolností vůči požáru. Zkušební tělesa byla postupně namáhána extrémními teplotami a následně řízeně chlazena za různých podmínek. Teplotní zatěžování probíhalo až do C, přičemž byl sledován vliv řízeného pozvolného či šokového chlazení vodou na základní fyzikálně mechanické vlastnosti. Pro modifikaci matrice byl jako substituční složka využit vysokoteplotní popílek. Současně byl sledován vliv použití pórovitého kameniva na bázi spékaného popílku jako plniva vyvíjené hmoty. Pozornost byla věnována i mikrostruktuře. The paper is focused on a study of parameters of developed composite materials with polymer-cementitious matrix, modified by materials from alternative sources. These materials may find use as an example of repair mortars for lining of tunnels affected by the fire, where material with increased resistance to fire was originally used. Specimens were gradually subjected to extreme temperatures and afterwards cooled under various conditions. Thermal loading up to C was applied and the influence of controlled slow or shock cooling (by water) was monitored based on physicalmechanical properties. High temperature fly ash was used as a substitution component to modify the matrix. Effect of the use of porous aggregate based on sintered fly ash as filler of developed mortars was also studied. Attention is also paid to the microstructure. Náhlé výkyvy extrémních teplotních podmínek mohou být příčinou poměrně rychlé a značné degradace stavebních hmot na bázi směsné silikátové matrice. Z tohoto důvodu se již při návrhu a následné realizaci konstrukcí, u kterých existuje zvýšené riziko např. vzniku požáru, navrhují hmoty, které jsou vůči těmto vlivům odolnější než běžné malty a betony. Při jejich vývoji je v první řadě podstatný výběr vhodných složek. Z hlediska matrice se jedná o částečnou substituci cementu využitím nejrůznějších podpůrných příměsí (vysokopecní struska, vysokoteplotní popílek, mikrosilika atd.). Pozitivní výsledky modifikace matrice jsou uvedeny např. v [1] až [4]. Nutné je rovněž zohlednit vhodný typ kameniva, u kterého je podstatné jednak jeho mineralogické složení a jednak makrostruktura (zejména vhodný pórovitý systém). V mnoha studiích a odborných publikacích bylo prokázáno zlepšení teplotní odolnosti daného kompozitu při aplikaci pórovitého kameniva obecně, např. [7] a [8]. Nikde však nebyl podrobněji studován vliv agloporitu (pórovitého kameniva na bázi popílku spékaného samovýpalem). Pro dosažení lepší rezistence vůči extrémním teplotám jsou nedílnou součástí silikátových hmot vlákna rozptýlená výztuž na makromolekulární bázi. Jednou z možností využití hmot se zvýšenou odolností vůči extrémním teplotám je výstavba ostění dopravních tunelů, a to ať se již jedná o realizaci nového stavebního díla, anebo sanaci požárem zasažené konstrukce. Pro tento účel je dále v článku pozornost věnována kompozitním materiálům na bázi polymersilikátové matrice s obsahem agloporitu. Zajímavé výsledky a zjištění z hlediska teplotní odolnosti agloporitu jsou uvedeny např. v [6]. Cílem prezentovaného výzkumu bylo především posouzení vhodnosti vysokoteplotního popílku z elektrárny Tušimice jako stabilizační složky pojiva a agloporitu jako plniva (v plné míře i parciálně aplikovaného). METODIKA Cement byl v případě všech receptur částečně nahrazen vysokoteplotním popílkem. Změny ve složení jednotlivých receptur spočívaly v použitém typu kameniva. Podstatné byly také další komponenty (polymerní přísada, mikrosilika atd.), přestože se jednalo o dávkování ve výrazně menším množství. Složky receptur, vyjma vysokoteplotního popílku, byly použity stejné jako v případě výzkumu prezentovaného v [9]. S ohledem na předchozí příznivé zjištění byla použita směs vysokoteplotního popílku z elektrárny Tušimice EO2 a EO3 v poměru 4 : 1, složení receptur je uvedeno v tab. 1. Z tab. 1 je patrné, že byly testovány a posuzovány dvě varianty složení plniva agloporitu frakce 0 2 mm (ozn. Tab. 1 Složení testovaných receptur Tab. 1 Composition of tested mixtures Receptura Složka Jednotka PC-M1 PC-G /G2 cement I 42,5R kg.m vysokoteplotní popílek kg.m polymerní přísada kg.m mikrosilika kg.m popílkový agloporit 0 2 mm kg.m amfibolit 0 1 mm kg.m popílkový agloporit 1 2 mm kg.m celulózová vlákna kg.m -3 0,45 0,45 voda kg.m * 194 * * pozn.: Pórovité kamenivo bylo předem nasyceno vodou, jeho nasákavost dosahuje dle použité frakce cca 26 až 33 %. Nelze tedy exaktně odhadnout, kolik vody se uvolnilo během míchání směsí, tj. přesný vodní součinitel. receptury PC-G) a kombinace amfibolitu frakce 0 1 mm a agloporitu frakce 1 2 mm (ozn. receptury PC-M1/G2). Využití mikrosiliky bylo nezbytné pro zlepšení parametrů matrice, a tím i finálního kompozitu s ohledem na využití pórovitého plniva ve vyšší míře. Mikrosilika byla aplikována v množství 7 až 8 % z dávky pojiva (m c+p ) a její množství bylo upraveno v závislosti na zastoupení agloporitu. Pozitivní vliv siliky byl prokázán i z hlediska zlepšování teplotní odolnosti, což je uvedeno např. v [3]. Ve stáří 28 dní byla část zkušebních těles teplotně zatížena v pecích s elektrickým ohřevem, kdy teplotní gradient činil 10 C.min -1 při izotermní výdrži na maximální teplotě po dobu 90 min. Teplotní expozice probíhala až do C. Referenční tělesa byla umístěna v laboratoři při teplotě cca 22 C. Z hlediska teplotního zatěžování hmot byly podstatné různé podmínky chlazení. Řízené chlazení probíhalo jednak pozvolně v pecích při poklesu 1 C.min -1 a jednak šokově, kdy byla tělesa bezprostředně po uplynutí doby izotermní výdrže při maximální teplotě ponořena do lázně s vodou o teplotě cca 18 C. V souladu s příslušnými normami byly před a po teplotní expozici stanoveny a hodnoceny základní fyzikálně mechanické parametry rozměry, objemová hmotnost vč. změny hmotnosti a pevnostní charakteristiky. Vybraná tělesa byla podrobena také zkoumání 62 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

65 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 1a 1b struktury pomocí rentgenového tomografu (CT) a elektronového mikroskopu (REM). Výsledky a jejich diskuze V grafech na obr. 1 až 4 je uvedeno porovnání stanovených vlastností vč. nedestruktivního zkoumání struktury rentgenovým tomografem s doplněním poznatků o mikrostruktuře zjištěných na vybraných vzorcích. Rozměry a jejich změny byly sledovány ve všech směrech separátně, tj. zvlášť délka, šířka a výška zkušebních hranolů mm. Výsledky jsou vyjádřeny jako procentuální diference pro každou expoziční teplotu. Graf na obr. 1a uvádí rozměrové změny receptury obsahující pouze lehké kamenivo agloporit. Z grafu je patrné, že se tato receptura vyznačuje maximálními rozměrovými změnami do cca 0,4 % při kontrakci a do 0,1 % při expanzi. Nejvýraznější změny byly zaznamenány v případě šířky těles, následované změnami výšky těles, délka byla s ohledem na teplotní namáhání zasažena v nejmenším měřítku. Zjištění mohou souviset se směrem hutnění hmot do forem, příp. s nerovnoměrným rozložením teploty v pecích. Podstatné je, při jakých teplotách byly výše uvedené změny rozměrů zaznamenány, a zajímavé jsou také průběhy z hlediska různého chlazení, kdy největší rozdíly byly identifikovány v případě šířky těles. Nelze jednoznačně hodnotit pozitivně nebo negativně celý průběh rozměrových změn, neboť např. v případě výšky zkušebních těles se do teploty cca 500 C ve výraznější míře projevilo pozvolné chlazení a dále pak do teploty cca 900 C tomu bylo naopak. Stejně tak změny délky vlivem různých podmínek chlazení dosahovaly odlišných průběhů. Při změně typu plniva byly již zaznamenány diametrálně odlišné hodnoty průběhů rozměrových diferencí, což je patrné z grafu na obr. 1b. S ohledem na maxima lze konstatovat, že maximální kontrakce dosahuje cca 1,4 % a expanze 0,2 %. Maximální expanze byla stanovena v případě šířky zkušebních těles, a to po expozici při teplotě 400 C a chlazení vodním šokem, naopak maximální kontrakci lze zpozorovat při expoziční teplotě 800 C a následném pozvolném chlazení v peci. Stejně jako v předchozím případě nelze jednoznačně zhodnotit vliv způsobu chlazení, převažuje však negativní vliv pozvolného chlazení. Jak je patrné v porovnání s předchozí recepturou (obr. 1a), průběhy křivek jsou mnohem více nepravidelné. Z uvedených výsledků jednoznačně plyne velmi pozitivní vliv použití pórovitého kameniva na rozměrové změny vlivem extrémních teplot, kdy se výsledná hmota obsahující toto kamenivo chová mnohem stabilněji. Dále byla hodnocena objemová hmotnost a změny hmotnosti (obr. 2). S ohledem na původ použitého plniva došlo při použití amfibolitu o navýšení objemové hmotnosti o cca 200 kg.m -3, tj. až na hodnotu kg.m -3. Při zatížení teplotou C se malty vyznačovaly hmotnostními úbytky v rozmezí cca 10 až 16 %. Průběhy úbytku hmotností se v případě pozvolného chlazení přibližně kopírovaly, výraznější změny nastaly až při teplotách nad 800 C. Při chlazení šokem ve vodní lázni průběhy křivek hmotnostních úbytků vykazovaly pozorovatelné diference od teploty 600 C. Zajímavé je zjištění, že při expozici teplotou C bylo v případě receptury PC-G dosaženo při obou typech chlazení téměř totožného úbytku (kolem 13 %), kdežto receptura PC-M1/G2 při pozvolném chlazení ztratila cca 16 % hmotnosti a následkem prudkého chlazení ve vodní lázni došlo k poklesu hmotnosti o cca 10 %. Podstatnými materiálovými charakteristikami jsou pevnostní parametry, zejména pak pevnost v tlaku (obr. 4). Vlivem rozdílného složení plniva byly dosaženy poměrně odlišné pevnosti v tlaku, kdy při použití pouze pórovitého plniva lze zaznamenat tlakovou pevnost cca 25 N.mm -2 a při kombinaci jemné frakce hutného amfibolitu a hrubé frakce pórovitého agloporitu pak navýšení na přibližně 34 N.mm -2. Obr. 1 Rozměrové změny malty: a) PC-G (receptura na bázi cementu s vysokoteplotním popílkem a agloporitu 0 2 mm), b) PC-M1/G2 (receptura na bázi cementu s vysokoteplotním popílkem a s kombinací amfibolitu 0 1 mm a agloporitu 1 2 mm); Δb je změna šířky, Δh změna výšky, Δl změna délky a V vodní chlazení Fig. 1 Dimensional changes of mortar: a) PC-G (mixture based on cement with high temperature fly ash and agloporite 0 2 mm), b) PC-M1/G2 (mixture based on cement with high temperature fly ash and combination of amphibolite 0 1 mm and agloporite 1 2 mm); Δb is change of width, Δh change of height, Δl change of length and V water cooling Obr. 2 Objemová hmotnost a změny hmotnosti malt PC-G a PC-M1/G2 (OH je objemová hmotnost; Δm změna hmotnosti vlivem působení vysokých teplot a V vodní chlazení) Fig. 2 Bulk density and weight change of mortars PC-G a PC-M1/G2 (OH is bulk density; Δm weight change due to effect of high temperatures and V water cooling) 2 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 63

66 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 5a Obr. 3 Pevnost v tlaku malt PC-G a PC-M1/G2 (f c je pevnost v tlaku, Δf c změna pevnosti v tlaku a V vodní chlazení) Fig. 3 Compressive strength of mortars PC-G a PC-M1/G2 (f c is compressive strength, Δf c change of compressive strength and V water cooling) Obr. 4 Pevnost v tahu za ohybu malt PC-G a PC-M1/G2 (f b je pevnost v tahu za ohybu, Δf b změna pevnosti v tahu za ohybu a V vodní chlazení) Fig. 4 Bending tensile strength of mortars PC-G a PC-M1/G2 (f b is bending tensile strength, Δf b change of bending tensile strength and V water cooling) Obr. 5 CT snímky PC-G, C, pozvolné chlazení: a) průřez zkušebního tělesa, b) detail (pro lepší rozlišení jsou vybraná zrna agloporitu vyznačena oranžovou barvou) Fig. 5 CT images of PC-G, C, gradual cooling: a) cross section of the specimen, b) detail (for better resolution the selected grains of agloporite are marked by orange colour) Obr. 6 CT snímky PC-G, C, šokové chlazení: a) průřez zkušebního tělesa, b) detail (pro lepší rozlišení jsou vybraná zrna agloporitu vyznačena žlutou barvou) Fig. 6 CT images of PC-G, C, sudden cooling: a) cross section of specimen, b) detail (for better resolution selected grains of agloporite are marked by yellow color) Obr. 7 Mikrostruktura malty PC-G, C, šokové chlazení: a) detail degradované matrice v oblasti kontaktní zóny kameniva a matrice, zvětšení 2 000x, b) detail zvětšení x Fig. 7 Microstructure of mortar PC-G, C, sudden cooling: a) detail of degraded matrix in area of matrix and aggregate contact zone, magnification 2,000x, b) detail magnification 10,000x 5b Jak je z obr. 3 patrné, již při zatížení teplotou 400 C dochází téměř k vyrovnání pevností obou testovaných receptur a po expozici při C lze zpozorovat již mírně vyšší hodnoty zbytkových pevností v případě receptury PC-G. Reziduální pevnosti v tlaku se pohybovaly kolem hodnoty 10 N.mm -2, což v případě PC-G představuje úbytek pevnosti přibližně 59 % a v případě PC-M1/G2 71 %. Pro PC-M1/G2 nelze jednoznačně konstatovat, jaký vliv má na pevnost v tlaku způsob chlazení. Až při rozdělení teplotních intervalů je evidentní, že do teploty 600 C se negativněji projeví náhlé chlazení a při zvyšující se teplotě již výrazněji degraduje pevnost v tlaku při pozvoleném chlazení. Patrný a podstatný je rovněž fakt, že při dosažení teploty C dojde k vyrovnání poklesů tlakových pevností vlivem rozdílných podmínek chlazení. Naopak receptura PC-G vykazuje jednoznačně menší citlivost vůči šokovému chlazení, kdy k vyrovnání rozdílu dochází opět až na hranici C. Graf na obr. 4 uvádí průběhy pevnosti v tahu za ohybu a jejích změn. Zde je v porovnání s tlakovou pevností poměrně zajímavým zjištěním, že náhlé chlazení se projeví výrazně negativněji, než je tomu při pozvolném chlazení testovaných hmot. Rovněž je zajímavé, že malta obsahující pouze pórovité plnivo je náchylnější na degradaci parametru ohybové pevnosti. Při dosažení teploty C dochází k vyrovnání poklesu pevnosti obou receptur, ovšem různě pro dané podmínky chlazení. Při pozvolném chlazení byl zaznamenán po expozici teplotou C úbytek pevnosti v tahu za ohybu cca 65 % (1,9 N.mm -2 u PC-G a 2,1 N.mm -2 u PC-M1/G2), avšak vlivem teplotního šoku ve vodní lázni se pevnostní úbytek pohybuje v intervalu 78 až 81 %. Vybrané vzorky malt byly po expozici při C s různými podmínkami chlazení analyzovány pomocí rentgenové tomografie, která je jedním z vhodných nástrojů pro nedestruktivní posouzení degradace kompozitních materiálů vlivem prudkých teplotních změn. Bylo tak možné vizuálně posoudit strukturu v 3D. Zkoumáním struktury bylo zjištěno, že při pozvolném chlazení nebyly u receptury PC-G zaznamenány prakticky žádné trhliny (obr. 5). V případě prudkého chlazení ve vodní lázni lze zaznamenat mikrotrhliny, ovšem poměrně v minoritním měřítku (obr. 6). Jak je patrné z předchozích zjištění, tyto trhliny se projeví především na ohybových pevnostech, což je zapříčiněno způsobem namáhání při porušení. Podstatné je rovněž rozložení trhlin a jejich orien tace, kde lze identifikovat nepravidelně rozložené trhliny uvnitř těles a okrajové partie lze shledat jako bezporuchové. Je také evidentní, že trhliny probíhají matricí i pórovitým kamenivem. Poněkud odlišnější charakter trhlin byl zaznamenán v případě receptury PC-M1/G2, kdy trhliny probíhaly spíše v rozhraní amfibolitického plniva a matrice. Byl tak potvrzen předpoklad výhody použití pórovitého kameniva (agloporitu) pro kompozity s případným namáháním mimo jiné vysokými teplotami a jejich náhlými výkyvy. Pro doplnění byla také zkoumána mikrostruktura vyvíjených hmot pomo BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

67 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 6a 7a cí rastrovací elektronové mikroskopie (REM). Vybrané snímky jsou uvedeny na obr. 7. Z analyzování mikrostruktury plyne, že matrice při expozici teplotou C a následným náhlým chlazením degraduje, ovšem kontaktní zóna matrice a pórovitého kameniva zůstává prakticky neporušená i za těchto extrémních podmínek. 6b 7b ZÁVĚR Na základě výše prezentovaných výstupů a jejich vyhodnocení lze konstatovat, že využitím vyššího množství alternativních surovinových zdrojů lze vyrobit velmi kvalitní stavební materiály, u nichž se předpokládá extrémní teplotní namáhání, tj. prudké teplotní změny v krátkém časovém úseku. Jako podstatné a přínosné lze charakterizovat využití vysokoteplotního popílku jako modifikační složky primárně vyráběného pojiva cementu (a to ve výraznějším množství). Pórovité kamenivo agloporit, který je vyráběn rovněž z vysokoteplotních popílků (samovýpalem jedná se tedy o poměrně energeticky nenáročný proces) se vyznačuje velmi dobrým vlivem na výsledné parametry kompozitu při náhlých teplotních změnách. Vhodným složením polymercemetových kompozitů lze výrazně regulovat jejich výsledné (požadované) vlastnosti. Amfibolitické plnivo se z hlediska spolupůsobení v matrici vyznačuje poněkud horšími parametry, ovšem v porovnání s agloporitem se výrazněji podílí na vyšších pevnostech kompozitu. Pro popis a pochopení vyvíjených hmot při teplotních změnách byly také využity analytické metody CT a REM. Závěrem lze podotknout, že se jedná o velmi perspektivní hmoty, které by měly být předmětem navazujícího výzkumu. Vzhledem k použití vyššího množství vysokoteplotního popílku by bylo vhodné se také zaměřit na studium vlastností v delším časovém horizontu, jakož i ostatní podstatné materiálové charakteristiky (modul pružnosti, přídržnost a odolnost vůči vlivu mrazu). Příspěvek vznikl za finanční podpory projektu GA ČR S s názvem Studium kinetiky dějů probíhajících v kompozitním systému při extrémních teplotách a vystavených agresivnímu prostředí a v rámci řešení projektu č. LO1408 AdMaS UP Pokročilé stavební materiály, konstrukce a technologie podporovaného Ministerstvem školství, mládeže a tělovýchovy v rámci účelové podpory programu Národní program udržitelnosti I. Literatura: [1] FARZADNIA, N., ABANG ALI, A. A., DEMIRBOGA, R. Characterization of high strength mortars with nano alumina at elevated temperatures. Cement and Concrete Research. Vol. 54, December 2013, p [2] SHOAIB, M. M., AHMED, S. A., BALAHA, M. M. Effect of fire and cooling mode on the properties of slag mortars. Cement and Concrete Research. Vol. 31, Issue 11, November 2001, p [3] IBRAHIM, R. Kh., HAMID, R., TAHA, M. R. Fire resistance of highvolume fly ash mortars with nanosilica addition. Construction and Building Materials. Vol. 36, November 2012, p [4] FARZADNIA, N., ABANG ALI, A. A., DEMIRBOGA, R., PARVEZ ANWAR, M. Characterization of high strength mortars with nano Titania at elevated temperatures. Construction and Building Materials. Vol. 43, June 2013, p [5] ARIOZ, O. Effects of elevated temperatures on properties of concrete. Fire Safety Journal. 2007, Vol. 42, Issue 8, p [6] ČERNÝ, V. Quality of the structure of ash bodies based on different types of ash. Materiali in tehnologije. 2015, Vol. 49, Issue 4, p [7] AYDIN, S. Development of a hightemperature-resistant mortar by using slag and pumice. Fire Safety Journal. Vol. 43, Issue 8, November 2008, p [8] JONG-PIL WON, HEE-BYOUNG KANG, SU-JIN LEE, SANG-WOO LEE, JOO- WON KANG. Thermal characteristics of high-strength polymer cement composites with lightweight aggregates and polypropylene fiber. Construction and Building Materials. Vol. 25, Issue 10, October 2011, p [9] MELICHAR, T., BYDŽOVSKÝ, J. Vliv typu plniva na změny vlastností polymercementových kompozitů exponovaných v extrémních teplotních podmínkách. Beton TKS. 2015, roč. 15, č. 6, s [10] ČSN EN Výrobky a systémy pro ochranu a opravy betonových konstrukcí Zkušební metody Stanovení pevnosti v tlaku správkových malt. Praha: ČNI, [11] ČSN EN Zkoušení požární odolnosti Část 1: Základní požadavky. Praha: ČNI, [12] ČSN EN Metody zkoušení cementu Část 1: Stanovení pevnosti. Praha: ČNI, [13] ČSN EN Výrobky a systémy pro ochranu a opravy betonových konstrukcí Definice, požadavky, kontrola kvality a hodnocení shody Část 3: Opravy se statickou funkcí a bez statické funkce. Praha: ČNI, Ing. Tomáš Melichar, Ph.D. melichar.t@fce.vutbr.cz doc. Ing. Jiří Bydžovský, CSc. bydzovsky.j@fce.vutbr.cz oba: Fakulta stavební VUT v Brně Ústav technologie stavebních hmot a dílců Text článku byl posouzen odborným lektorem. The text was reviewed. 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 65

68 HISTORIE HISTORY NEZNÁMÝ ARCHITEKT VÝZNAMNÝCH STAVEB: JINDRICH MERGANC V SOUBOJI S VODOU UNKNOWN ARCHITECT OF WELL-KNOWN BUILDINGS: JINDRICH MERGANC STRUGGLES WITH WATER POWER Miroslav Pavel Článek přibližuje dvě významné meziválečné vo - do hospodářské stavby architekta Jindricha Mergance na Slovensku: derivační soustavu na Starých Horách a vodní soustavu Púchov Ladce. Cí - lem článku je upozornit na roli architekta při návrhu technických staveb a přinést některé zajímavosti z realizace těchto děl. The article is focused on two major interwar hydroelectric facilities designed by the architect Jindrich Merganc in the Slovak Republic: the semi conventional and pumped-storage hydroelectric power station Staré Hory and the run-of-the-river hydroelectric power station Púchov Ladce. The aim of this article is to highlight the role of the architect within a design of a technical facility and bring some remarkableness of these works to public. 1 B A Nádrž Motyčky: 48 51'41.2"N 19 10'03.5"E Hydroelektrárna a nádrž Dolní Jelenec: 48 51'15.8"N 19 09'01.6"E Hydroelektrárna Staré Hory: 48 50'26.9"N 19 07'04.0"E Zdymadlo Dolné Kočkovce: 49 05'57.6"N 18 18'45.2"E Derivační kanál: 49 04'21.1"N 18 18'42.8"E Hydroelektrárna Ladce: 49 02'59.8"N 18 17'52.5"E Specifikum průmyslových a industriálních památek spočívá v jejich funkční utilitaritě, která se propisuje nejen do unikátního půdorysného řešení, ale mnohdy také do nezaměnitelné vnější vizuální podoby. I když jsou tyto pa mátky převážně považovány pouze za funkční stavby, jejichž účel stojí nad architektonickou stránkou, estetická a provozní stránka zde často doplňuje jedna druhou. V tomto kontextu jsou o to více zářné realizace, které stále slouží svému původnímu účelu a zároveň oplývají architektonickými kvalitami. Příkladem těchto realizací jsou díla československého architekta Jindricha Mergance (1889 až 1974), která vznikla mezi válkami na Slovensku. Rozvoj výstavby vodohospodářských staveb na Slovensku je spojen především s přijetím energetického zákona č. 438 o státní podpoře při zahájení soustavné elektrizace v roce Jeho cílem bylo sjednotit elektrickou síť a nahradit lokální veskrze soukromé dodavatele státními elektrárenskými společnostmi, v jejichž dikci by byly větší územní celky a které by byly schopny konstantně zajišťovat dodávky elektřiny. Zákon byl platný pro celé území tehdejšího Československa, přesto byl pro Slovensko v podstatě zásadnější. Vzhledem k omezenému nerostnému bohatství a slabší základně těžkého průmyslu byla země s četnými vodními toky totiž téměř předurčena k výstavbě vodních elektráren. [4] VODNÍ SOUSTAVA NA STARÝCH HORÁCH První realizací vzniklou na základě energetického zákona byla vodní soustava na Starých Horách. Počáteční plány počítaly s vybudováním tří přehrad s derivačními elektrárnami. První stupeň zahrnoval akumulační nádrž Motyčky, přivaděč Motyčky Jelenec a elektrárnu Dolný Jelenec. Druhý stupeň sestával ze soustavy vyrovnávací nádrž Jelenec, přivaděč Jelenec Staré Hory a elektrárna Staré Hory. Třetí stupeň měl být napojen opět přivaděčem z hydroelektrárny Staré Hory a samotná elektrárna měla stát v obci Uľanka. Na poslední stupeň však z finančních důvodů nikdy nedošlo. První i druhý stupeň soustavy vznikly mezi lety 1923 až Architektem byl Jindrich Merganc, který vystudoval pražskou Uměleckoprůmyslovou školu. Jeho vedoucími byli Jan Kotěra a Josip Plečnik. Je bezesporu, že tyto dvě velké osobnosti české, potažmo evropské architektury byly pro Mergance zásadní a ovlivnily jeho umělecké vyjadřování, sensitivitu navrhování a střídmý slohový slovník. Po skončení první světové války, v které byl sám nasazen, zůstal Merganc v Bratislavě a Slovensku propadl natolik, že ze svého křestního jména záměrně vypustil české ř. Získal zde místo na stavebním odboru nově vzniklého Ministerstva veřejných prací. To bylo zřejmě i důvodem, proč se právě on stal hlavním architektem energetické soustavy na Starých Horách. Merganc 2 3a 3b 66 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

69 HISTORIE HISTORY Obr. 1 Mapa Slovenska s vyznačenými místy výstavby: A vodní soustava na Starých Horách, B vodní soustava na řece Váh Fig. 1 Map of the Slovak Republic showing location: A Staré Hory water system, B the Váh river water system Obr. 2 Nádrž Motyčky Fig. 2 The Motyčky reservoir Obr. 3 Hydroelektrárna Dolní Jelenec: a) ve výstavbě, bednění a betonování základů s pozicemi pro turbíny, b) dokončování krovu a v popředí ještě původní zástavba, která musela ustoupit vodní nádrži Jelenec, c) přívodní ocelové roury připraveny k napojení, výtokový bazén dobetonován, d) pohled od nádrže Jelenec, e) detail kazetového stropu s osvětlením, f) strojovna s turbínami Fig. 3 Hydroelectric power station Dolní Jelenec: a) under construction, formwork and concreting of the foundations for turbines, b) completion of rafters and former settlement in position of the Jelenec reservoir, c) steel penstock prepared to be linked up, the outlet basin finally concreted, d) view from the Jelenec reservoir, e) detail of the coffered ceiling with light, f) turbine hall 3d v té době již nebyl v oboru nováčkem. Kromě realizací několika rodinných domů a obytného bloku v Bratislavě vyhrál v roce 1919 první místo v architektonické soutěži na římskokatolický kostel na náměstí Jiřího z Poděbrad v Praze, které nakonec přenechal Josipu Plečnikovi, a o rok později obsadil první místo v soutěži na regulaci dunajského nábřeží v Bratislavě, která však nakonec nebyla realizována. První stupeň: nádrž Motyčky a hydroelektrárna Dolní Jelenec Nejvýše položená akumulační nádrž Motyčky leží na Starohorském potoce (obr. 2). Celková délka hráze je 150 m s výškou necelých 6 m. Jedná se o železobetovou deskově členěnou přehradu typu Ambursen. Výhoda tohoto řešení spočívá v rychlosti výstavby a úspoře stavebního materiálu, kdy robustní monolitická stěna hráze je nahrazena systémem opěrných pilířů. Poprvé byl tento systém použit inženýrem Nilsem Ambursenem roku 1903 na River Mill Dam [9] a Staré Hory se staly první místem na Slovensku, kde bylo toto řešení uplatněno. [1] Přivaděč odvádí vodu z nádrže přes vyrovnávací komoru do hydroelektrárny v Dolním Jelenci (obr. 3). Dvě horizontální Francisovy turbíny z roku 1925 s celkovým výkonem kw a jedna vertikální turbína z roku 1946 s výkonem 920 kw jsou umístěny v klasicizujícím modernistickém objektu. Merganc zde v okenních detailech a robustnosti stavby bryskně reagoval na tendence československé architektury po první světové válce, kdy se krystalický kubismus přetavoval v národní obloučkový styl. Zároveň však neopomenul nadčasové neoklasicistické členění a řádové fasádní prvky Plečnikovy školy, které konfrontoval s parafrázemi lokální lidové architektury na štítech střechy. Merganc na jedné stavbě dokázal propojit všechny velké osobnosti tehdejší architektury: Kotěru, Plečnika i Jurkoviče, a přesto hydroelektrárna působí autonomním a jedinečným dojmem bez známek snahy o prázdnou nápodobu. Za zmínku stojí i Mergancův cit pro místní hmotové měřítko, kdy předpokládaný velký objem hlavní haly opticky zmenšil kompozicí fasádních prvků. Okenní otvory rytmicky rozdělil do trojic a orámoval průběžnými okenními římsami. Nad ně umístil kvazi patrovou římsu a mezi ní a korunní římsu navrhnul trojici půlkruhových oken. Nejde však pouze o formální členění. Vnější forma se propisuje i do vnitřní funkce (či naopak), kdy v úrovni patrové římsy je manipulační kolejnicový jeřáb a půlkruhové otvory dosvětlují železobetový kazetový strop s dvojící originálních kapilárních světel. Druhá část objektu je především zázemím a obslužným traktem, a ačkoliv je již dvoupatrová, díky řešení sedlové střechy na prvním objektu není tento výškový rozdíl mezi nimi na první pohled z příjezdové cesty patrný. Druhý stupeň: nádrž Jelenec a hydroelektrárna Staré Hory Přímo pod hydroelektrárnou se rozlévá nádrž Jelenec (obr. 4). Stejně jako nádrž Motyčka je i ona koncipována jako přehrada typu Ambursen, avšak s přibližně polovičním objemem: m 3 při délce hráze přes 76 m a výšce 8,6 m. Napájena je odpadní vodou z elektrárny, Dolnojeleneckým potokem a Starohorským potokem přes přepad Tuf. Obě nádrže s Jeleneckou elektrárnou nesou neověřené, nebo spíše dosud nevyvrácené prvenství, a to, že se jedná o vůbec první přečerpávací elektrárnu na Slovensku. Železobetonový přivaděč mezi nádrží 3c 3e 3f 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 67

70 HISTORIE HISTORY 4a 4d 4b 4c 5 Obr. 4 Nádrž Jelenec: a) za hydroelektrárnou Dolní Jelenec, b) stavidlo a konstrukce hráze, c) stavidlo, d) stavidlo přivaděče na Staré Hory Fig. 4 The Jelenec reservoir: a) view from the hydroelectric power station Dolní Jelenec, b) sluice-gate and the dam mass, c) sluice-gate, d) sluice-gate of penstock to Staré hory Obr. 5 Jez Tuf na Starohorském potoku a uzávěr druhé přívodní štoly k nádrži Jelenec Fig. 5 Tuf weir on the Starohorský stream and the sluice-gate of the second penstock to the Jelenec reservoir Obr. 6 a) Hydroelektrárna Staré Hory, b) detail výpustě, c) detail kazetového stropu s osvětlením Fig. 6 a) Hydroelectric power station Staré Hory, b) detail of the outlet, c) detail of the coffered ceiling with a light Obr. 7 Zdymadlo v Kočkovcích: a) zdymadlo a ústí přívodního kanálu, situace, b) podélný řez, c) po dokončení, d, e) současný stav, f) vorová komora/průplav, detail dna Fig. 7 Kočkovce lock: a) the lock and the supply channel mouth, situation, b) longitudinal section, c) after completion, d), e) current state, f) raft weir, detail of the bed Jelenec a vyrovnávací komorou na Starých Horách je dlouhý 3,2 km. Zajímavostí je sama vyrovnávací komora, která na rozdíl od prvního stupně není vysekána do skalního masivu, ale tvoří ji samostatný částečně železobetonový objekt, který stylově koresponduje s elektrárnami. Poslední dokončenou stavbou z derivační soustavy je hydroelektrárna v obci Staré Hory (obr. 6), kterou s vyrovnávací komorou propojuje 118 m dlouhé ocelové potrubí. Zde se opět projevuje Mergancův cit pro kontext a architektonický detail. Ačkoliv obě hydroelektrárny mají prakticky totožný výkon a byly postaveny v stejné době, jejich architektonické řešení je odlišné. Hlavní hala a obslužná část jsou v případě budovy ve Starých Horách viditelně oddělené. Nedochází zde ani ke snaze minimalizovat velký objem stavby, zdá se, že je tomu právě naopak. Ústřední pohledová fasáda je zdůrazněna nárožním lemováním, které plynule přechází v lomení štítu. Okenní otvory jsou vertikálně protahovány a opticky celý objekt vyzdvihují. Lehkost a hravost elektrárny Dolního Jelence je nahrazena serióz ností a přísností Starých Hor. Důvodem je právě ona lokace, kdy obec Staré Hory byla nejen kulturním, ale také obchodním centrem oblasti a tento formální architektonický ráz více odpovídá jejímu významu, o který ji Merganc nechtěl připravit. Soustava derivačních vodních elektráren v Starých Horách byla postupně uvedena do provozu roku 1927, ale na samotnou kolaudaci si musela počkat až do 23. listopadu [1] Celkové náklady se vyšplhaly na částku 18 milionů Kč. Tato nejstarší vysokotlaká soustava na Slovensku [6] slouží bez větších zásahů a změn svému účelu do dnešních dnů a díky zachování její autenticity i mnoha technickým prvenstvím je již několik let usilováno o její zapsání na seznam technických památek Slovenské republiky. VODNÍ SOUSTAVA NA ŘECE VÁH Dvoustupňová kaskáda vodních děl Mo - tyčky Dolní Jelenec Staré Hory byla pouze malým střípkem z tehdejších velkých plánů. Již před první světovou válkou vznikaly první vize počítající s využi- 6a 6b 6c 68 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

71 HISTORIE HISTORY 7a 7b tím vodních toků, v nichž však ústřední roli nehrály Starohorský a Dolnojelenecký potok, ale především řeka Váh. Generální plán výstavby, splavení a využití vodní síly Váhu byl přijat roku Projekt zasahoval tok Váhu od Žiliny po Šaľu a počítal s vybudováním 15 hydroelektráren, 3 zdymadel, 10 km odpadních kanálů a 177 km derivačních kanálů. Celkové náklady byly vypočteny na 1,5 miliardy Kč. Termín realizace byl stanoven do 50 let, kdy měl roční výkon kaskády dosáhnout svého maxima mil. kwh a pokrývat spotřebu 7c Slovenska a Moravy. S výstavbou bylo započato na střední části Váhu mezi obcemi Púchov a Tuženice. [4] 7d Počátek výstavby v Dolních Kočkovcích Náročnost projektu nespočívala jen v samotné výstavbě, která na Slovensku do té doby neměla obdoby, ale také v požadavcích, které na něj byly kladeny. Kromě primární funkce výroby elektřiny a respektování toku i při ojedinělém kritickém maximálním průtoku m 3 /s zde byly požadavky na zachování voroplavby, umožnění průchodu štěrků, zachování migrace ryb a zajištění průplavu říčním 1 000t lodím. [11] Stavba začala v roce 1932 budováním zdymadla v nejvýše položeném bodě soustavy v Dolních Kočkovcích (obr. 7), které leží v těsné blízkosti města Púchov. Protože Váh měl zůstat po celou dobu splavný a koryto řeky bylo v těchto místech nestabilní, bylo rozhodnuto, že zdymadlo a ústí přívodního kanálu budou založeny vedle stávajícího vodního toku, který do nich bude později převeden. Zatímco úpravy břehů a zaklá- 7f 7e 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 69

72 HISTORIE HISTORY dání stavební jámy ocelovými slupicemi a dřevěnými pilotami probíhalo strojově, výkopy zdymadla byly již čistě ruční práce. V tehdejším Slovensku nebylo strojů, které by mohly být na tuto práci nasazeny, a navíc zde svou roli sehrála i snaha o zvýšení zaměstnanosti. [4] Betonárna byla zřízena vedle stavební jámy a směs byla do bednění dopravována polní drážkou. Po betonáži byly práh a pilíře zdymadla obloženy žulovými bloky spárovanými cementovou maltou s korundem, aby konstrukci chránily před obrušováním plaveným štěrkem. Stejné kvádry vytvořily také rozrážecí plochy vody za zdymadlem. Po dokončení prací v místě budoucího vodního toku došlo na vyvedení konstrukcí nad hladinu řeky a pokračovalo se na vedlejším ústí přívodního kanálu. Zdymadlo o celkové délce 100 m bylo rozděleno na čtyři pole, každé o světlé šířce 25 m, a osazeno Stoneyho stavidly s trubní klapkou s hradicí výškou 4,5 m. Po pravé straně zdymadla byla vybudována 7 m široká vorová vpusť s Prášilovým uzávěrem s hradicí výškou 2 m. Rybí přechod byl vměstnán do její stěny. Společně s již nadvodními částmi zdymadla probíhala realizace vedlejšího ústí umělého kanálu. Konstrukce o šířce 48 m byla rozdělena na čtyři pole opět se Stoneyho stavidly, avšak s vyšší hradicí výškou 5,5 m. Po levé straně ústí byla druhá 8m vorová vpusť. I zde do stavebně technického řešení promluvil všudypřítomný štěrk. Před deskami stavidel vznikl usazovací bazén, který je od řeky oddělen železobetonovou stěnou s ocelovými česlicemi. Usazovací 8a bazén dále pokračuje i za samotnými stavidly ústí v délce 300 m přímo v derivačním kanálu vedoucím k elektrárně. Z architektonického hlediska je až pozoruhodné, jak dokázal Jindrich Merganc obohatit svůj architektonický slovník ze stavby vodní kaskády Starých Hor (1923 až 1926), kde se pohyboval v tendencích národního modernismu, po střídmý funkcionalismus na Váhu (1932 až 1935). Společným znakem obou soustav jsou klasicistní reminiscence Plečnikovy školy projevující se ve vzájemném vyvažování hmot a pohledových detailech. Nejvýraznější figurou vodního díla v Dolních Kočkovcích jsou věže zdymadla a ústí. Ačkoliv mohly být navrženy stejně, Merganc je od sebe odlišil. Použil zde podobný princip jako u soustavy hydroelektráren na Starých Horách. Řeku Váh a její přirozený temperament a důležitost nechtěl snižovat budovaným umělým přívodním kanálem. Věže zdymadla proto navrhnul robustnější a vyšší. Servisní patro se strojovnou otevřel pouze do boků širokými, ale mělkými arkýři s okny. Za povšimnutí stojí také záda věží, kde je okno strojovny opticky protaženo na celou výšku stavby, která je korunována jednoduchou podstřešní římsou obíhající po celém obvodu. Spojovacím znakem věží zdymadel a ústí jsou schodiště viditelně vedená po fasádě a hravě porušující princip pravoúhlosti svými půlkruhovými půdorysy odkazujícími na nautickou tématiku. Tím však veškerá podobnost končí. Servisní patra věží ústí přívodního kanálu jsou celoprosklená a v dálkových pohledech téměř neviditelná. Jejich plocha je přetažena přes hrany samotných věží, čímž horizontálně rámují jednotlivá pole stavidel a dodávají dílu přívětivý charakter. Derivační kanál mezi zdymadlem Dolní Kočkovce a hydroelektrárnou Ladce Ještě v roce 1933 se začal stavět 6 km dlouhý derivační kanál mezi Dolními Kočkovci a budoucí elektrárnou v Ladcích (obr. 8). Stěny kanálu tvořené sypanými hrázemi měly být až 12 m vysoké, protože měly sloužit i jako protipovodňová hráz. Bylo to vůbec poprvé, kdy se na území Československa stavba takových rozměrů projektovala. [11] Nakonec zůstalo u skromnější verze s maximální výškou hráze 10 m. V nejširším místě paty mají šířku 47 m a v koruně 3,5 m. Na středu dna kanálu byl po nasypání hrází ručně vybetonován odvodňovací rigol s propustmi spodní vody. Na něj byly po jeho stranách dobetonovány zbývající plochy dna. Tato dodatečná betonáž probíhala silničním finišerem, který povrch zahlazoval stíračem. Vzhledem k předpokládaným budoucím konstantním klimatickým a provozním podmínkám byla jednotlivá dilatační pole vymezena délkou 12 m. Dilatační spáry byly vyplněny vložkami ruberoidu a zality gumoasfaltem. Na dokončené dno navazovala těsnicí vrstva svahů kanálu. K nanesení 150mm vrstvy betonu, který se stejně jako při betonáži dna mísil přímo na stavbě, byl použit Dinglerův stroj. Ten se po dně kanálu pohyboval na páru kolejnic. Z pohonné a mísicí části stro- 8b 8c 70 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

73 HISTORIE HISTORY 9a 9b 9c 9d 9e Obr. 8 Derivační přívodní kanál: a) řez, b) Dinglerův betonovací stroj při betonáži, c) současný stav Fig. 8 The supply channel: a) cross section, b) Dingler machine during casting, c) current state Obr. 9 Hydroelektrárna Ladce: a) podélný řez vorovou komorou, b) příčný řez, c) betonáž základů a savek, d) betonáž spirál a osazení pro turbíny, e) pohled od derivačního kanálu těsně před napuštěním s viditelnými pilíři pro předsunutou dřevěnou stírací stěnu Fig. 9 Hydroelectric power station Ladce: a) lock chamber, longitudinal section, b) cross section, c) concreting of foundations for turbines, d) concreting the helical spiral reinforcements and turbine settings, e) view from the supply channel shortly before filling thus with visible support pillars for the wooden trash rack je vybíhalo příhradové rameno na horní kraj svahu, kde bylo usazeno na rovnoběžnou kolejnici. Mezi mísicím bubnem a vrcholem ramene, které sklonem kopírovalo úhel svahu, byly vytahovány vozíky s namíchanou směsí. Směs se z vozíků rovnoměrně vysypávala na navlhčený svah a stěrkou stroje zahladila. Přesto bylo ještě nutné směs ručně zhutnit pretonovacími kotouči. Šířka vybetonovaného pásu byla omezena možnostmi stroje na 1,3 m. Snahou proto bylo postupovat při betonáži co možná nejrychleji, aby jednotlivé sekce na sebe plynule navazovaly. Dilatační svislé spáry byly prováděny při přerušení prací na více než 3 h nebo v případě ruční betonáže náročnějších úseků byly stanoveny šířkou 4 m. Do spár byly vkládány provazce pryžového těsnění lichoběžníkového tvaru. Bylo to vůbec poprvé v Československu, kdy byl tento typ těsnění použit v betonovém kanálu. [12] Hydroelektrárna Ladce V návaznosti na probíhající práce byla v roce 1934 budována také poslední fáze projektu: hydroelektrárna s vorovou komorou a přístavištěm (obr. 9). Při stavbě byla zřízena druhá betonárna s vlastní třídírnou kameniva. Na základy v hloubce 16 m byly vybetonovány savky s navazujícími spirálami, do kterých byly osazeny dvě Kaplanovy turbíny o výkonu 7,5 MW každé z nich. Po pravé straně haly strojovny byla situována 31 m dlouhá a 7 m široká vorová komora. Rozdíl hladin o výšce 15 m byl řešen specifickým systémem otevírání vrat. Horní vrata se nenazdvihovala, ale naopak po spodním naplnění komory vodou se snížila a vory tažené lany přes ně přepluly. Dolní deska vrat se pak při vyrovnání hladiny s vodou v odpadním kanálu pod elektrárnou nazdvihla a vory pod nimi propluly. Mezi halou a komorou byl ve stěně rybí přechod. Potřebám plavby byly přizpůsobeny i stěny derivačního a odpadního kanálu před hydroelektrárnou, které byly osazeny chrániči proti mechanickému poškození. Na betonovém těsnění byla vytvořena další 150mm vrstva z valounů zalitých cementovou maltou v železobetonových rámech. Samotné vtoky do hydroelektrárny byly před náhodným zasažením plaveným dřevem chráněny předsunutou dřevěnou stírací stěnou s lávkou, která byla volně usazena na pilířích v tělese derivačního kanálu. Objekty hydroelektrárny a rozvodny Jindrich Merganc pojal střídmě a efektně. Hlavní sál s turbínami obalil do halové konstrukce, jejíž hmotu rytmizoval devíti vertikálními pásy skleněných tvárnic. Ani zde se neubránil hře s detailem a otvory mírně zapustil do plochy fasády, čímž do jednoduchého konceptu funkcionalistického průčelí vnesl tezi řádové vysoké architektury. Aby hlavní 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 71

74 HISTORIE HISTORY 10a 10b objekt a rozvodna nepůsobily vzájemně rušivě, je hala opticky snížena uskočením svého vrcholu. Hrana mezi ní a nižší částí objektu pak plynule přechází ve střešní linii vedlejší rozvodny. Vzhledem k odlišnému provozu a nárokům na něj kladeným je rozvodna rastrována řadami okenních otvorů. Soklová část objektů je doplněna robustním kamenným obkladem. Stavební práce na vodním díle Dolné Kočkovce Ladce byly ukončeny v roce Instalace zařízení trvala do roku 1936, kdy byla soustava předána do provozu. Vše bylo dokončeno dokonce o rok dříve, než proběhla kolaudace vodní kaskády na Starých Horách. Celkové náklady byly přibližně 106 milionů Kč. Obr. 10 Hydroelektrárna Ladce, současný stav: a) pohled od odpadního kanálu, b) stěna vorové/plavební komory Fig. 10 Hydroelectric power station Ladce, current state: a) view from the drain channel, b) the wall of the lock chamber ZÁVĚR Architekt Jindrich Merganc nebyl samozřejmě jediným, kdo se na stavbě těchto staveb podílel. Projekty byly řešeny širokým plénem odborníků z řad inženýrů, techniků, stavařů, výzkumných pracovníků a dalších přidružených profesí. Merganc byl však jediným architektem. Při vzniku technických objektů je role architekta často upozaděna a vnímaná jako něco marginálního. Přesto je to právě on, pokud je vůbec angažován, kdo zasazuje objekt do okolí a hledá pro něj kvalitativní širší vazby. Proto v tomto textu byla záměrně vynechána jména dalších osob. Nebylo to z neúcty k nim nebo snahou snižovat jejich zásluhy. Záměrem bylo přinést první ucelenější obraz o podílu architekta na těchto stavbách. Jindrich Merganc je sice dosud téměř neznámým architektem, přesto si pozornost zaslouží. A nejen proto, že stál u zrodu těchto dvou výjimečných děl řadících se mezi skvosty slovenské technické architektury, ale protože jeho stavby ani po letech neztrácejí na svých kvalitách. Článek je podpořen z grantu SGS ČVUT SGS15/220/OHK1/3T/15 (Formování moderní architektury veřejným zájmem a proměnami životního stylu, řešitel Miroslav Pavel). PhDr. Miroslav Pavel Fakulta architektury ČVUT v Praze Ústav teorie a dějin architektury mirekpavel@gmail.com Fotografie: 1 David Paloch (dostupné z: 2, 3d až f, 4a až d, 5, 6a až c, 7d až f, 8c, 10a,b soukromý archiv autora, 3a až c veřejně přístupné informační zdroje Lesů Slovenské republiky v místě realizace, 7a až c, 8a, 8b, 9a až e [11] Zdroje: [1] BURKOVSKÝ, J. Technický unikát na Starých Horách. In: GENDER, P. a kol. Bystrický Permon. 2010, roč. 8, č. 2, s Slovenská Ľupča: Občianske združenie Banskobystrický geomontánny park, [2] ČILLÍK, I. Pozoruhodnosti Starých Hor a okolia, stručný sprievodca. Donovaly, nedatováno. [3] DULLA, M., MORAVČÍKOVÁ, H. Architektúra Slovenska v 20. storočí. Bratislava: Slovart, ISBN [4] HALLON, Ĺ. K začiatkom výstavby vážskej kaskády. In: BADÍK, M. a kol. Vlastivedný zborník Považia XVI. Žilina: Považské múzeum, s [5] HODÁK, T., DUŠIČKA, P. Malé vodné elektrárne. Bratislava: Jaga, ISBN [6] KMINIAK, P. Vodné mikroelektrárne. Bratislava: Alfa, ISBN X. [7] Zborník príspevkov XXXII. Priehradne dni 2010, Banská Bystrica, Júna 2010: konferencia s medzinárodnou účasťou. Banska Bystrica: Slovenský vodohospodársky podnik, 2010, s [8] PURKYNĚ, C. Zpráva o činnosti státního geologického ústavu Československé republiky v roce In: Věstník státního geologického ústavu Československé republiky. 1925, roč. 1, č. 1, s Praha. [9] River mill hydroelectric project, OMB No National Register of Historic Places: United States Department of the Interior National Park Service, [10] SMRČEK, F. Stavba kanálů na Váhu. Praha: SNTL, [11] SMRČEK, F. (ed). Stavba vodného diela k využitiu vodnej sily na rieke Váhu v trati Púchov Dolné Kočkovce Ladce Tunežice. Ladce, [12] SZOLGAYOVÁ, E. Vodné dielo Ladce Dolné Kočkovce. Architektúra & urbanizmus , 1 2, s BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

75 Fließrichtung AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS VODNÍ ELEKTRÁRNA PUNNIBACH V kopcovitém terénu Jižního Tyrolska se nachází neobvyklá elektrárna. Je koncipována jako zářez do krajiny a díky svému harmonickému souladu s okolím ji není jednoduché nalézt. Zadáním bylo nalézt rovnováhu mezi tvarem a funkcí vodní elektrárny a okolním alpským prostředím. Architektům z ateliéru monovolume architecture+design se to podařilo a poměrně objemnou stavbu velice elegantně zakomponovali do svažitého terénu. Je koncipována jako téměř lineární trhlina na pastvině zcela integrovaná do okolí aniž by však skrývala svou funkci. Uvnitř se nacházejí dvě horizontální Peltonovy turbíny, které vyrábějí ekologicky čistou elektrickou energii. Nosná konstrukce je železobetonová s vnějšími půdorysnými rozměry cca 25 x 14,5 m a výškou 11 m. Střecha je zatravněná a plynule navazuje na okolní pastviny. Čelní fasáda, která je jako jediná z celé stavby viditelná, je obložená dřevěnými lamelami a po celé délce je krytá vykonzolovaným přístřeškem z pohledového betonu, který se v jemných křivkách svažuje až na úroveň terénu. Nenápadná stavba se v noci radikálně změní světlo prosvítající mezi dřevěnými lamelami ji činí viditelnou již zdaleka. Redakce děkuje ateliéru monovolume architecture+design za poskytnuté podklady. Architektonický návrh Průměrná roční produkce Náklady monovolume architecture+design 14,3 mil. kwh 9 mil. eur Firemní prezentace 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 73

76 HISTORIE HISTORY 1 2 PRVNÍ PLODY NOVÉ DOBY VE STARÉM MOCNÁŘSTVÍ FIRST-FRUITS OF THE NEW AGE IN THE OLD MONARCHY Lukáš Beran Projekční oddělení vídeňské stavební společnosti Ed. Ast & Co. navrhlo na počátku 20. století několik pozoruhodných průmyslových budov tvořených železobetonovým skeletem, které svou konstrukci přímo ukazují na fasádách. Jednu z nich si dali roku 1907 v Koryčanech postavit světoznámí výrobci nábytku z ohýbaného dřeva, bratři Thonetové. At the beginning of the twentieth century, the design department of the firm of Eduard Ast in Vienna created a series of remarkable industrial buildings with their reinforced concrete frames exposed on the façade. One of them was built in 1907 for the world-known producers of the bentwood furniture, the Thonet brothers. Stavební inženýr a stavitel Eduard Ast (1868 až 1945) byl koncesionářem Françoise Hennebiquea od roku 1898, kdy jeho firma provedla první větší zakázku, šestipodlažní skladištní budovu s železobetonovými sloupy a stropy o nosnosti kg/m 2 pro První rakouskou akciovou společnost pro veřejná skladiště u dunajského kanálu ve Vídni (zničenou za 2. světové války). Po Hennebiquově vzoru vydala Astova společnost v letech 1903 [1] a 1906 [2] reklamní publikace s fotografiemi realizovaných staveb, které spolu se zprávou publikovanou Eduardem Astem roku 1904 [3] podávají o její práci dobrý přehled. Několik etážových průmyslových budov s Hennebiquovým skeletem, projektovaných a prováděných Astovou firmou roku 1902, má ještě nosné vnější zdi např. skárna hedvábí Güter mann & Co. (1902, Wien IV-Weiden, ve dvoře Phorusgaße 2), na níž spolupracoval architekt Ludwig Fuchsik (1853 až 1920). Zdivo je však záhy redukováno na pilíře a fasády dostávají podobu mřížky odpovídající vnitřní konstrukci. Nejznámějším příkladem je budova uměleckořemeslných dílen firmy Rust & Hetzel Argen tor-werke (1902, Wien VII- -Neubau, Wimbergergaße 24). Jejím architektem byl nejprve Carl Brodhag (1859 až 1901), který navrhl půdorys tvaru L a fasádu obloženou bíle glazovanými cihlami a červenými zvonivkami, jejíž parapetní pole snížil na pouhou římsu (obr. 1). Projekt po něm převzal spolupracovník Ludwig Dillmann (1873 až?), který angažoval firmu Ast a pro zlepšení světelných podmínek v dílnách učinil důmyslnou změnu projektu: stropní desky oproti fasádě umístil o něco níž a jejich okraje vytáhl (na způsob poloviny valené klenby) vzhůru k napražím oken obloukem. [4] Originální přechodné řešení představují obvodové zdi budovy kovozpracující továrny vídeňské pobočky berlín ské firmy Sigmar Elster, vyrábějící plynové rozvody a plynoměry (1905, Wien XIV-Neu Penzig, Selzergaße 4 6), na jejímž návrhu s Astovou firmou spolupracoval stavitel Edmund Schwarzer. Vykonzolované stropní desky skeletu Hennebiquova systému jimi prostupují a tvoří průběžné překlady oken (obr. 2). Pilíři jsou vedeny komíny výhní a slévárny, situovaných do bočních traktů přízemí, ve středním traktu pak skelet vytváří převýšenou jeřábovou halu přes dvě podlaží o rozponu 13,3 m. Firma Ast vyvíjela také vlastní systém armování betonu. Nejdůsledněji jej využila při stavbě obchodního a skladovacího domu výrobců plsti Hutter & Schrantz (1901, Wien VI, Wind mühl gaße 26) se stropy o nosnosti kg/m 2 a že lezobetonovým krovem na rozpon 16 m. Ve spolupráci s architektem Juliem Mayerederem (1860 až 1911) zde poprvé uplatnila také svou technologii fasád z umělého kamene (betonu s mramorovým plnivem), které poté úspěšně používala na dalších realizacích, a to i průmyslového účelu. Tímto způsobem upravila kupříkladu fasády, přesněji vnější povrch železobetonového skeletu Astova systému, který tvoří dvorní křídlo válcovny ušlechtilých kovů firmy Bratři Demuthové (1905, Wien VII- -Neu bau, Kaiserstraße 67), postavené podle vlastního projektu (obr. 3), a také fasády akciové přádelny česané příze v Bielsku (1907, Komorowicka 110), tehdy rakouské části Slezska, na níž jako architekt pracoval Alexander Neumann (1861 až 1947). [5] Exponovaný železobetonový skelet, vyplněný pouze okny a parapetními vyzdívkami, se v Rakousku-Uhersku nejspíše poprvé, a zatím spíše nenápadně, objevuje již roku 1903 na fasádě 74 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

77 HISTORIE HISTORY 3 prvních tří podlaží dvorního křídla budapešťské pobočky továrny na hrací karty Ferdinand Piatnik & Söhne (Rottenbiller utca 17), kterou projektovala vídeňská specializovaná kancelář pro průmyslové stavby inženýra Vitalise Haulera a prováděla Astova firma (obr. 4). Skutečně radikální řešení představují až dvě stavby, které v letech 1906 a 1907 vzešly přímo z její projekční kanceláře. Vedl ji Hugo Gröger, švagr Eduarda Asta, podílník, vrchní inženýr a údajná duše Astovy firmy, [6] který o nich v únoru roku 1909 přednášel před pracovní skupinou Spolku rakouských inženýrů a architektů a také je publikoval. [7] Vzhledem k tomu, že ke kultuře inženýrských časopisů této doby 5a 4 patřilo referovat jen o vlastní práci, nebo tvůrce uvádět, můžeme jej snad považovat za autora těchto staveb. První z nich byla čtyřtraktová sedmipodlažní budova se sloupy systému Considére a trámovými stropy s příčnými průvlaky s náběhy (na rozpon ,6 + 4 m) v Bielsku-Białej (ulice 1. Maja 20). Dal ji roku 1906 postavit dědic barevny a úpravny Carl Wolf & spol. Carl Anton Wolf a jeho tovární ředitel Josef Robinsohn (1873 až 1919) jako nájemní dílny (tzv. Kraftvermietungshaus), jejichž prostory a pohonnou sílu bylo možné využívat pro všechny fáze textilní výroby. Později budova sloužila jako tkalcovna. [8] Fasády, a to jak dvorní, tak hlavní půdorysně prohnutou podle uliční čáry, zde tvořily pouze sloupy 5b Obr. 1 Uměleckořemeslné dílny firmy Rust & Hetzel ve Vídni. Reprodukováno z [2] Fig. 1 Workshops of arts and crafts metalware manufacturer Rust & Hetzel in Vienna. Reproduced from [2] Obr. 2 Kovodělná továrna berlínské firmy Sigmar Elster ve Vídni Fig. 2 Metal-work factory of the Berlin-based firm Sigmar Elster in Vienna Obr. 3 Válcovna ušlechtilých kovů firmy Bratři Demuthové ve Vídni. Reprodukováno z [2] Fig. 3 Noble-metal rolling workshop of the Demuth brothers in Vienna. Reproduced from [2] Obr. 4 Tiskárna hracích karet Ferdinand Piatnik a synové v Budapešti. Reprodukováno z [2] Fig. 4 Playing cards printing shop of Ferdinand Piatnik & Sons in Budapest. Reproduced from [2] Obr. 5 Nájemní textilní továrna Carl Wolf & Co. v Bielsku-Białej: a) během stavby, 1906, reprodukováno z [8], b) v roce 2008 Fig. 5 Rental factory lofts of Carl Wolf & Co. in Bielsko-Biała: a) during construction, 1906, reproduced from [8], b) in 2008 a věnce stropních desek, opatřené cementovou omítkou, nízké parapetní vyzdívky z režných cihel a ocelová dělená tovární okna přes celou šířku konstrukčního pole (obr. 5a) toto řešení se však do dneška dochovalo jen částečně, na zadní straně stavby (obr. 5b). Michael Thonet (1796 až 1871) se svými pěti syny založil roku 1853 ve Vídni podnik Bratři Thonetové a o tři roky později vystavěl podle vlastních plánů v jihomoravských Koryčanech první z řady pobočných továren na nábytek z ohýbaného dřeva, kde roku 1859 začali vyrábět známou židli č. 14 [9]. Původní budovu roku 1870 zcela zničil požár [10], a když nová, opět z velké části dřevěná továrna dne 16. prosince 1906 shořela také, Alfred Thonet (1867 až 1935) spolu s provozním ředitelem Alfredem Schlegerem objednal budovu ze železobetonu. S využitím vlastního konstrukčního systému [11] ji vyprojektovala vídeňská kancelář firmy Ed. Ast & Co. a za 98 pracovních dní provedla její brněnská pobočka pod vedením stavbyvedoucího Franze Ehrenbergera. Dodavatelem zděných částí byla vídeňská firma stavitele Georga Rotha, již na stavbě zastupoval její budoucí společník Rudolf Hauk. [12] Čtyřpodlažní budovu na půdoryse m tvoří trojtraktový skelet, po obvodu vyplněný vyzdívkami a širokými okny a při severní straně doplněný dvojicí zděných věží se železobetonovými schodišti. Snaha o co nejvyšší požární odolnost se promítla do dispozice: uprostřed délky budovy bylo vytvořeno kratší pole skeletu pro příčné lanoviště transmisního rozvodu poháně- 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 75

78 HISTORIE HISTORY 6a 6b 7a 7b ného z připojeného sálu strojovny se sedlovými světlíky Astovy konstrukce, které také přisvětlovaly poslední podlaží dílen. Budova byla požárními zdmi příčně rozdělena na šest sekcí o třech polích, které byly odvětrány vždy dvěma komíny z každého podlaží, opatřenými tzv. Johnovými, uzavíratelnými, otočnými a stavitelnými nástavci, jaké se běžně užívaly na komínech sladovních hvozdů vynalezl je a jako první vyráběl frankfurtský zámečník Johann Adam John (1811 až 1898) v Ilversgehofenu u Erfurtu. [13] Z přízemí střední sekce, kde se nacházely provozy leštírny produkující jemný samovznětlivý prach, vedlo nad střechu šest železobetonových ventilačních rour o průměru 300 mm, upevněných na vnějších pilířích stavby. Okna vyplňovaly foukané skleněné tvarovky podle patentu Gustava Falconniera (1845 až 1913) z roku 1886, další vynález, který v této době dosáhl svého největšího rozšíření nejpozději od roku 1895 je vyráběla také vídeňská sklárna S. Reich & spol. [14] V každé sekci byla prostřední okna opatřena únikovými dveřmi z drátoskla, vedoucími na železobetonové podesty spojené žebříky. Schodiště byla shora osvětlena a větrána ocelovými lucernovými nástavci s žaluziovými okny po stranách (obr. 6a). Ohnivzdornost továrny se vyplatila již v listopadu 1909, kdy byl požár v jed- Obr. 6 Továrna na nábytek z ohýbaného dřeva Bratři Thonetové, Koryčany: a) po roce 1907, archiv společnosti Ton v Bystřici pod Hostýnem, b) v roce 2011 Fig. 6 Bentwood furniture factory of the Thonet brothers in Koryčany: a) after 1907, archive of Ton a. s. in Bystřice pod Hostýnem, b) in 2011 Obr. 7 Přístavba tkalcovny sukna Vonwiller a spol., Žamberk: a) v roce 2012, b) detail fasády Fig. 7 Annex of the cloth weaving mill Vonwiller & Co. in Žamberk: a) in 2012, b) façade detail Obr. 8 Montážní budova č. 10 automobilky Packard v Detroitu v roce 1957 (Sbírka Kanadského centra architektury v Montrealu, dar Federica Bucciho) Fig. 8 Assembly Building No. 10 of the Packard Motor Car Company Plant in Detroit (MI) in 1957 (Collection Centre Canadien d'architecture/canadian Centre for Architecture, Montréal, Gift of Federico Bucci) 8 76 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

79 HISTORIE HISTORY nom z úseků okamžitě lokalizován. [15] Budova na parcele 1365/20 při Masarykově ulici v Koryčanech sloužila výrobě nábytku až do nedávné doby a dnes je pronajímána. Její charakter zůstal zachován i po rekonstrukci, při níž byla osazena nová okna, původní Falcon nierovy cihličky se dochovaly v oknech schodišťových věží a na hlavní fasádě v okéncích lanoviště (obr. 6b). Tkalcovnu sukna v Žamberku vystavěl v letech 1833 až 1834 švýcarský obchodník Johann Nikolaus Vonwiller (1783 až 1854). Dřevěné stropy původní čtyřkřídlé budovy č.p. 506 zničil 5. března 1906 požár a ředitel tkalcovny Edmund Kirsch (1866 až 1954) zadal rekonstrukci firmě Eduarda Asta, která do ní vložila nové železobetonové stropy vlastní konstrukce, s typickými, poměrně vysokými příčnými trámy bez náběhů, které ve východním křídle stavby překonávají více než 12 m rozponu někdejšího trojtraktu. Výroba mohla být obnovena již v červenci téhož roku a do jeho konce dosáhla původního objemu. [16] Je více než pravděpodobné, že Astova firma roku 1912 navrhla a postavila také nové jihovýchodní křídlo továrny, 41 m dlouhou soustavu 17 příčných rámů na rozpon 11,6 m, tvořících zcela volné plochy čtyř podlaží. [17] Fasády této jedinečné stavby jsou řešeny obdobně jako na starší budově v Bílsku, dochovaly se však zcela autenticky, neboť budova sloužila výrobě náročně tkaných oblekových látek až do roku Dnes zde sídlí Muzeum starých strojů a technologií (obr. 7). Železobetonový skelet dostal u průmyslových staveb okamžitě odpovídající vnější výraz, který trvale změnil obraz architektury. Fasády, tvořené pouze pilíři a meziokenními sloupky, měly již úplně první dvě etážové stavby této konstrukce, přádelny bavlny, navržené v kanceláři Françoise Hennebiqua (1842 až 1921) a realizované jejími koncesionáři ve Fives u Lille a v Tourcoing v letech 1896 a 1897, [18] které coby estetický precedens již roku 1959 vyzdvihnul historik Peter Collins. [19] Nejčastěji je ovšem za přelom ve vývoji moderní architektury, jakousi její nulovou fázi, [20] považována přímočarost, s jakou skelet na fasádách exponoval americký průmyslový architekt Albert Kahn (1869 až 1942) roku 1905, když projektoval budovu č. 10 automobilky Packard v Detroitu [21] (obr. 8). Je tomu tak především proto, že snímky dvou podobných, mladších Kahnových staveb použil jako ilustrace svého eseje v ročence Werkbundu architekt Walter Gropius (1883 až 1969), pro nějž, stejně jako později pro Le Corbusiera a celou generaci funkcionalistických architektů, to byli američtí inženýři, kteří si uchovali cit pro velkou a čistou formu. [22] Zdá se však, že jej nepostrádali ani inženýři firmy Ed. Ast & Co. ve Vídni. V rámci tohoto projektu vydává VCPD FA ČVUT také knižní monografii svého času nejvý značnějšího středoevropského tvůrce prů myslo vých staveb a vynález ce vlastních že le zobeto no vých konstrukcí Dr. ing. Bruna Bau era (1880 až 1938), jejíž součástí je také stručný přehled projekční činnosti stavebních společností v tomto oboru. (BERAN, L. Bruno Bauer a industriální architektura v českých zemích. Praha: ČVUT v Praze, Výzkumné centrum průmyslového dědictví Fakulty architektury, s. ISBN ) Článek byl připraven v rámci projektu Industriální architektura. Památka průmyslového dědictví jako technicko-architektonické dílo a jako identita místa (DG16P02H001) v programu aplikovaného výzkumu a vývoje Ministerstva kultury České republiky NAKI II. Mgr. Lukáš Beran, Ph.D. Fakulta architektury ČVUT v Praze Výzkumné centrum průmyslového dědictví lukas.beran@vcpd.cvut.cz Zdroje: [1] Ed. Ast & Co. Ingenieure, Unternehmung für Betonbau, Betoneisenbau und Wasserkraftanlagen. Wien: Ed. Ast & Co., [2] Ed. Ast & Co. Ingenieure, Unternehmung für Betonbau, Betoneisenbau und Wasserkraftanlagen. Wien: Ed. Ast & Co., [3] AST, E. Der Eisenbeton im Hochbau. Beton u. Eisen 1904, roč. 3, č. 4, s [4] WEHDORN, M., GEORGEACOPOL- WINISCHHOFER, U. Baudenkmäler der Technik und Industrie in Österreich I, Wien, Niederösterreich, Burgenland. Wien: Böhlau Verlag, 1984, s ISBN In: SCHEIDL, I., Brodhag, C. Architektenlexikon Wien [on-line]. Dostupné z: [5] BIELITZ-BIALAER KAMMGARNSPINNEREI A. G. Der Industriebau. 1914, roč. 5, č. 3, s [6] SALIGER, R. Gustav Adolf Wayss. Ein Bahnbrecher des Stahlbetons. Blätter für Technikgeschichte, Sv. 10. Wien: Springer 1948, s , zde s. 73. [7] GRÖGER, H. Moderne Fabrikbauten in armierten Beton. Zeitschrift des Österreichischen Ingenieur- und Architektenvereines. 1909, roč. 56, č. 37, s a č. 38, s [8] HESS, L. Die historische Entwicklung des Eisenbetonbaues in Österreich. Bautechniker. 1907, roč. 27, č. 42, s. 840, č. 43, s , č. 44, s , zde s [9] HELLER, H. Mährens Männer der Gegenwart. Vierter Teil: Großgrundbesitzer, Land und Forstwirthe, Commerzielle und Industrielles, Brün, 1890, s ; Gebrüder Thonet. In: Die Gross-Industrie Oesterreichs. 1898, Sv. VII, s [10] Fabriksbrand. Presse. 1870, roč. 23, č. 12 ( ), s. 3. [11] Fabriksbau. Bautechniker. 1907, roč. 27, č. 14, s [12] Vereinsnachrichten. Bautechniker.1907, roč. 27, č. 35, s [13] Der patentierte John sche Schornsteinaufsatz. Wiener Bauindustrie-Zeitung. 1898, roč. 15, č. 32, s Srov.: de.wikipedia.org/wiki/hugo_john [14] Bausteine aus Glas System Falconnier. Wiener Bauindustrie-Zeitung. 1895, roč. 12, č. 21, s Srov.: [15] Brand in einer Thonetschen Fabrik. Arbeiterwille. 1909, roč. 20, č. 328 ( ), s. 3. [16] Fabriksbau. Bautechniker. 1906, roč. 26, č. 23, s [17] Jubileum stoletého trvání Vonwillerovy továrny v Žamberku. Naše zájmy. Žamberk: Boh. Kulhánek, 1934, roč. 10, č. 47, s [18] De la construction en Béton Armé des Usines, en général, et des Filatures, en particulier. Le béton armé. 1912, roč. 13, č. 173, s [19] COLLINS, P. Concrete: The Vision of a New Architecture. 2nd edition. Kingston: McGill-Queen University Press, 2004, s ISBN [20] BANHAM, R. A Concrete Atlantis: U. S. Industrial Building and European Modern Architecture. Cambridge London: MIT Press, 1986, s. 86. ISBN [21] BUCCI, F. Albert Kahn: Architect of Ford. 5. vyd. Princeton: Architectural Press, 2002, s ISBN [22] GROPIUS, W. Die Entwicklung moderner Industrie-Baukunst. In: Jahrbuch des Deutschen Werkbunds 1913: Die Kunst in Industrie und Handel. Jena: Eugen Diderichs, 1913, s , zde s /2016 technologie konstrukce sanace BETON 77

80 AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS EUROPEAN CONCRETE AWARD 2016 Cílem organizace European Concrete Societies Network (ECSN) je posilovat spolupráci mezi betonářskými společnostmi 11 evropských zemí, podporovat výzkum a vývoj v oblasti betonových technologií a prosazovat použití tohoto materiálu ve stavebnictví. Jednou z dalších aktivit ECSN je ocenění významných betonových staveb s názvem European Concrete Award (ECW). Nádražní terminál v nizozemském Arnhemu KATEGORIE BUDOVY V kategorii Budov získal 1. cenu nádražní terminál v Arnhemu, který patří v Nizozemsku k největším současným zrealizovaným projektům (více o této stavbě v Beton TKS 1/2016, s. 23, pozn. red.). Vlastník Architektonický návrh Projekt Dodavatel Subdodavatelé ProRail, Utrecht, Nizozemsko UNStudio, Amsterdam BAM a Ballast Nedam, Bunnik BAM a Ballast Nedam, Bunnik mbx Concrete Valley, Sorba Project Čestné uznání získala budova Great Amber v litevském městě Libava, která je s sedadly největší koncertní halou v Pobaltí. O její výstavbě bylo rozhodnuto již v roce 1896, avšak na první koncert si posluchači museli počkat až do loňského roku. Podle legendy je Libava město, kde se narodil vítr, a proto je budova navržena tak, aby se nakláněla proti větru. Konstrukční systém budovy je smíšený: vertikální konstrukční prvky, stropní desky a stěny jsou monolitické železobetonové, prosklená fasáda je zavěšena na roštu z ocelových systémových profilů. Důležitou roli v návrhu hraje světlo, které je do koncertní haly přiváděno 14 světlovody a vytváří tak unikátní atmosféru místa. Koncertní hala se vyzdvižením orchestřiště může navíc změnit v kongresový sál, výstavní prostory či místo pro bankety. Vlastník město Libava, Litva Architektonický prof. Volker Giencke, Graz, návrh Rakousko Projekt Johann Birner, Graz, Rakousko Dodavatel SIA Merks, Riga, Litva Druhou budovou, která získala čestné uznání ECW, je knihovna a kulturní centrum v irském městě Dun Laoghaire nedaleko Dublinu. Budova má velice specifické prostorové uspořádání s dynamickým propojením vnitřního prostoru a okolní krajiny. Zvolený konstrukční materiál, monolitický železobeton, byl logickou volbou, jak zrealizovat architektonický záměr kulturní centrum poskytující prostor několika různým účelům od otevřených veřejných prostor, kde se mohou lidé setkávat, po tiché místnosti, kam si chodí číst. Neobvyklým prvkem jsou mohutné železobetonové nosníky ve tvaru písmene V nad hlavní čítárnou, kde jsou významnou součástí prostoru také velkorysá okna, kterými dovnitř proudí světlo a která zároveň poskytují neopakovatelné výhledy. Dun Laoghaire Rathdown Vlastník County Council, Dun Laoghaire, Irsko Architektonický Carr Cotter Naessens Architects, návrh Cork Projekt Horgan Lynch Consulting Engineers, Cork Dodavatel John Sisk & Sons Ltd, Dublin Knihovna a kulturní centrum v irském městě Dun Laoghaire nedaleko Dublinu V letošním ročníku ECW bylo přihlášeno celkem 21 projektů, z toho 13 v kategorii Budov a 8 v kategorii Inženýrských staveb, z Rakouska, Belgie, České republiky, Finska, Německa, Irska, Nizozemska, Norska, Švédska a Velké Británie. Projekty byly hodnoceny mezinárodní komisí mimo jiné z hlediska designu, konstrukčního řešení, vizuálního vjemu a souladu konstrukce s okolím, vlastností betonu využitých v návrhu, inovativního užití betonu v kompozici, konstrukci či tvaru, zhotovení a finální úpravy. Autoří vítězných projektů z řad inves torů, architektů, projektantů a dodavatelů si ocenění převzali 28. října 2016 v rámci italských Betonářských dnů v Římě. Koncertní hala Great Amber v litevském městě Libava KATEGORIE INŽENÝRSKÉ STAVBY První místo v kategorii Inženýrské stavby putuje do Švédska za kruhový objezd Täby C u nákupního centra ve městě Täby. Tato nová křižovatka zajišťuje křížení cest ve dvou výškových úrovních. Hlavním záměrem architektonického návrhu bylo otevřít spodní podlaží z pohledového betonu dennímu světlu a navodit tak dojem otevřeného prostoru Všechny pohledové části mají světle šedou barvu i přes odlišnosti v použitých bednicích materiálech. Šikmé stěny byly betonovány do stěnového dřevěného bednění, zatímco vertikální plochy u vjezdu a výjezdů byly odlity do bednicích panelů z překližky. Důležitou roli hrají také dálkově řízené LED reflektory, které umožňují osvětlení povr- 78 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

81 AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS Kruhový objezd Täby C u nákupního centra ve městě Täby ve Švédsku Statika a dimenzace stavebních konstrukcí chu v proměnlivých barvách podle aktuální společenské potřeby (např. státní svátek), denní doby, ročního období apod. Vlastník Täby municipality, Täby, Švédsko Architektonický návrh &Rundquist architects, Stockholm Projekt Tyréns, Stockholm Dodavatel NCC, Stockholm Zavěšená lávka pro pěší a cyklisty v Čelákovicích se segmentovou mostovkou z UHPC Zleva: Jan L. Vítek (Metrostav), Milan Kalný (Pontex), Michael Pauser (ECSN) Skutečnost, která potěší české inženýry nejvíce, je čestné uznání ECW za zavěšenou lávku pro pěší a cyklisty v Čelákovicích se segmentovou mostovkou z UHPC. Je to již druhé ocenění na mezinárodní úrovni v minulém roce získala tato stavba 1. cenu v kategorii Infrastruktura na kongresu Amerického betonářského institutu (ACI). Ocenění si převzali Ing. Milan Kalný, zástupce projektanta, a prof. Jan L. Vítek, zástupce dodavatele (více informací o projektu a stavbě lávky v Beton TKS 4/2014, pozn. red.). Vlastník Architektonický návrh Projekt Dodavatel Město Čelákovice, Česká republika KMS Architects, s. r. o., Praha Pontex, s. r. o., Praha Metrostav, a. s., Praha Druhé čestné uznání patří galeriím na ochranu před lavinami na souostroví Lofoty v Norsku. Silnice na západním cípu Lofot, ležících za polárním kruhem, musela být několikrát během roku uzavřena kvůli obavám z hrozícího sesuvu sněhové laviny. Situace se stala neúnosnou, a tak byl v prosinci 2014 dokončen 1461 m dlouhý tunel a čtyři galerie v celkové délce 955 m. Konstrukce galerií má jasný průřez, neb jsou sevřeny v skalním masivu a betonové stěny se k němu naklání ve sklonu 5. Směrem k oceánu se konstrukce otvírá a vnější část střechy je podpírána řadou štíhlých ocelových sloupů. Protilavinové galerie na souostroví Lofoty jsou příkladem, jak se může beton společně s dobrým architektonickým návrhem a kvalitním provedením stát součástí přírody, zkvalitnit dopravní dostupnost a v podstatě i vytvořit novou turistickou atrakci. Vlastník Norwegian Public Roads Administration, Bodø, Norsko Architektonický Knut Hjeltnes sivilarkitekter MNAL, návrh Oslo Projekt Dr. Ing. A. Aas Jakobsen AS, Trondheim Dodavatel Veidekke Entreprenør AS, Bodø Edice 2017 Beton, Beton požár - výrazné zrychlení výpočtů Fin 2D, Fin 3D - vykreslení průběhů využití z dimenzačních programů Dimenzační programy - generování průběhů vnitřních sil na spojitých nosnících Zatížení - nové národní přílohy pro Rakousko, Slovinsko a Rumunsko Všechny programy - automatické zálohování Vždy aktuální verze programů FIN EC s Fine Maintenance za 10% ročně. Geotechnické programy Edice 2017 Pažení posudek - posouzení únosnosti kotev (pramencové, tyčové, kotevní prvky, helix) Pažení návrh - zadání a posouzení průřezů (štětovnice, pilotové stěny, podzemní stěny), redistribuce momentů kotvených stěn (EAB, AASHTO) MKP - modelování zemětřesení, výpočet stability podle EN DA 3 Skupina pilot - výpočet skupiny mikropilot Pilota, pažení - posouzení ocelových a dřevěných průřezů, vinylové štětovnice... a další vylepšení. Galerie na ochranu před lavinami na norském souostroví Lofoty Všechny uvedené projekty budov a inženýrských staveb jsou působivou demonstrací mnoha možností betonu jako stavebního materiálu. Z droj: tisková zpráva ECSN Firemní prezentace 6/2016 technologie konstrukce sanace BETON 79

82 AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS EDIČNÍ PLÁN 2017 Číslo Hlavní téma INZERCE PRO VÁS! CENÍK Objednání inzerce Dodání inzerce Formát Umístění Cena v Kč A4 4. strana obálky ,- A4 3. strana obálky ,- A4 vnitřní strana ,- 1/2 A4 vnitřní půlstrana ,- 1/3 A4 vnitřní třetina strany ,- 1/4 A4 vnitřní čtvrtstrana ,- 1/6 A4 inzerát nebo tisková zpráva 8 000,- 1/8 A4 inzerát nebo tisková zpráva 6 000,- propagační článek za každou celou stranu ,- vklad vlastních propagačních materiálů 8 000,- Ceny jsou uvedeny bez DPH. Způsob placení: inzerce a PR články jsou placeny na základě faktury vystavené po jejich vytištění v časopise. Klient obdrží současně s fakturou dva výtisky časopisu, v případě záj mu lze přiobjednat větší množství. SLEVY: při opakování inzerátu v rámci ročníku % pro členy SVC ČR, SVB ČR, ČBS ČSSI a SSBK % při objednání inzerce do konce ledna % při objednání celoroční inzerce (6 ks) % Jiné možnosti či kombinace po dohodě s redakcí. PŘIRÁŽKY: přesné umístění % grafické zpracování % PŘÍJEM INZERCE Datum vydání 1/2017 Sakrální stavby /2017 Materiály a technologie /2017 Sanace a rekonstrukce /2017 Mosty /2017 Pozemní stavby /2017 Dopravní stavby TECHNICKÉ ÚDAJE PRE-PRESS zlom InDesign přibalit použitá písma a obrázky inzerce Acrobat režim CMYK, formát PDF grafika Photoshop (bitmapa) režim CMYK, formát TIFF min. rozlišení 300 b/p monochromatický režim, formát TIFF min. rozlišení 600 b/p Illustrator (vektory) režim CMYK, formát AI média CD, DVD, USB flash PC / MAC TISK čistý formát (maketa) barevnost technologie tisku papír obálka papír vnitřní strany tiskový rastr / rozlišení 210 x 297 mm 4 barvy (CMYK) plochý ofset 250 g/m 2 lesklá křída/lamino 150 g/m 2 matná křída 175 lpi / 3810 dpi Nepoužívejte prosím formát Corel, ale export pro AI (všechny texty v křivkách, obrázky ve CMYK režimu). Není možné použít inzeráty z PowerPointu a Wordu. Beton TKS, s. r. o. Na Zámecké 9, Praha 4 tel.: , redakce@betontks.cz SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR NEDESTRUKTIVNÍ METODY ZKOUŠENÍ VE STAVEBNICTVÍ 2017 Odborný kurz Termín a místo konání: 11. až 13. ledna a 18. až 20. ledna 2017, Brno Kontakt: DEN PRO DRŽITELE CERTIFIKÁTU TECHNIK NDT ZKOUŠENÍ VE STAVEBNICTVÍ Odborný kurz Termín a místo konání: 20. ledna 2017, Brno Kontakt: VODONEPROPUSTNÉ BETONOVÉ KONSTRUKCE Školení Termín a místo konání: 26. ledna 2017, VUT v Brně Kontakt: TKP 18 Seminář Termín a místo konání: 3. března 2017, Praha Kontakt: ZKOUŠENÍ ČERSTVÉHO BETONU Odborný kurz Termín a místo konání: 27. dubna 2017, Beroun / 12. října 2016, Brno Kontakt: MOSTY mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 27. a 28. dubna 2017, Brno Kontakt: SANACE ročník mezinárodního sympozia a POPÍLKY VE STAVEBNICTVÍ ročník konference Termín a místo konání: 18. až 19. května 2017, Fakulta stavební VUT v Brně Kontakt: VÁPNO, CEMENT, EKOLOGIE 2017 Odborný seminář Termín a místo konání: 12. až 14. června 2017, hotel Jezerka, Seč Kontakt: BETONÁŘSKÉ DNY Konference s mezinárodní účastí Termín a místo konání: 22. a 23 listopadu 2017, místo bude upřesněno Kontakt: INTERNATIONAL CONGRESS ON THE CHEMISTRY OF CEMENT 15. mezinárodní konference Termín a místo konání: 16. až 20. září 2019, Praha Kontakt: ZAHRANIČNÍ KONFERENCE A SYMPOZIA INTERNATIONAL CONCRETE CONFERENCE & EXHIBITION ICCX CENTRAL EUROPE Mezinárodní konference a veletrh Termín a místo konání: 8. a 9. února 2017, Ossa, Polsko Kontakt: BETONTAGE Mezinárodní konference Termín a místo konání: 14. až 16. února 2017, Neu-Ulm, Německo Kontakt: HIGH PERFORMANCE CONCRETE HPC 11. mezinárodní konference a CONCRETE INNOVATION CIC 2. mezinárodní konference Termín a místo konání: 6. až 8. března 2017, Tromsø, Norsko Kontakt: BIBM CONGRESS 2017 Termín a místo konání: 17. až 19. května 2017, Madrid, Španělsko Kontakt: HIGH TECH CONCRETE: WHERE TECHNOLOGY AND ENGINEERING MEET! fib symposium 2017 Termín a místo konání: 12. až 14. června 2017, Maastricht, Nizozemsko Kontakt: ENGINEERING THE FUTURE 39. symposium IABSE Termín a místo konání: 21. až 23. září 2017, Vancouver, Kanada Kontakt: ULTRA-HIGH PERFORMANCE FIBRE-REINFORCED CONCRETE (UHPFRC 2017) 10. mezinárodní symposium ACI/fib/RILEM Termín a místo konání: 2. až 4. října 2017, Montpellier, Francie Kontakt: BETÓN 2017 Celostátní konference s mezinárodní účastí Termín a místo konání: 5. a 6. října 2017, Štrbské pleso, Slovensko Kontakt: CONCRETE mezinárodní konference Termín a místo konání: 22. až 25. října 2017, Adelaide, Austrálie Kontakt: fib CONGRESS 2018 Termín a místo konání: 6. až 12. října 2018, Melbourne, Austrálie Kontakt: 80 BETON technologie konstrukce sanace 6/2016

83 Firemní prezentace Získejte titul na beton! Vypsané semináře v 8. ročníku Beton University jsou zařazeny do akreditovaných vzdělávacích programů v projektech celoživotního vzdělávání ČKAIT i ČKA. Betony pro moderní stavby a design České Budějovice Ostrava Beton rizika vad a poruch Děčín Praha betonuniversity.cz 107 výstavních stánků, účastníci z celé Evropy International Concrete Conference & Exhibition CENTRAL EUROPE 2017 Konference a veletrhy pro výrobce betonu v Polsku February / února 2017 Ossa, Poland / Polsko PREMIUM PARTNER PARTNER IN COOPERATION WITH Firemní prezentace ORGANISATION ad-media GmbH CPI Concrete Plant International Industriestr. 180, Cologne, Germany T , F c.fischer@ad-media.de v ZBI Ceska Republika T poland@cpi-worldwide.com

84 SAVE THE DATE! See You in Prague! 2019 CONGRESS ORGANIZERS: Czech Cement Association Research Institute of Binding Materials Prague CONGRESS SECRETARIAT: GUARANT International spol. s r.o. iccc2019@guarant.cz Prague, Czech Republic, September 16 20,