3/2016. SANACE A REKONSTRUKCE mosty

Transkript

1 3/2016 SANACE A REKONSTRUKCE mosty

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 13 / REKONSTRUKCE MOSTU LANOVÉ DRÁHY NA PETŘÍN OPRAVA ŽĎÁKOVSKÉHO MOSTU REKONŠTRUKCIA MOSTA ZLATNÉ EV. Č NA CESTE I/18 /25 /30 18 / REKONSTRUKCE ŽELEZNIČNÍHO MOSTU V PRAZE HOSTIVAŘI SVAZ VÝROBCŮ BETONU ČR Na Zámecké 9, Praha 4 tel.: svb@svb.cz 56/ TRVANLIVOSŤ BETÓNOVÝCH NÁDRŽÍ BIOPLYNOVEJ STANICE SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ Veveří 331/95, Brno tel.: ssbk@ .cz 3/ BEDNĚNÍ A DETAILY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ ČÁST 3 LIBEŇSKÝ MOST V PRAZE DIAGNOSTIKA ŽELEZOBETONOVÉ KONSTRUKCE OBCHODNÍHO DOMU BAŤA V MARIÁNSKÝCH LÁZNÍCH /38 /52 ČESKÁ BETONÁŘSKÁ SPOLEČNOST ČSSI Samcova 1, Praha 1 tel.: tel.: cbsbeton@cbsbeton.eu

3 OBSAH CONTENT ÚVODNÍK DOBRÉ BETONÁRSKÉ VÍLY Juraj Bilčík / 2 TÉMA LIBEŇSKÝ MOST V PRAZE Jiří Kolísko, Petr Tej, Petr Bouška, Vítězslav Vacek, Václav Hvízdal, Jana Trtíková / 3 STAVEBNÍ KONSTRUKCE OPRAVA ŽĎÁKOVSKÉHO MOSTU Tomáš Rotter, Vladislav Hrdoušek / 13 REKONSTRUKCE ŽELEZNIČNÍHO MOSTU V PRAZE HOSTIVAŘI Jan Sýkora, Jiří Lukeš / 18 REKONSTRUKCE MOSTU LANOVÉ DRÁHY NA PETŘÍN Tomáš Bubeník, Jan Komanec / 25 REKONŠTRUKCIA MOSTA ZLATNÉ EV. Č NA CESTE I/18 Tatiana Bacíková / 30 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE SANACE MOSTU V BEROUNĚ: SO MOST V KM 0,328 Jiří Tahal / 35 BEDNĚNÍ A DETAILY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ ČÁST 3 Petr Finkous / 38 VODONEPROPUSTNÉ BETONOVÉ KONSTRUKCE TĚSNĚNÍ SPÁR Matoš Hejtmánek / 40 PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ OPRAVY PREFABRIKOVANÝCH MOSTNÍCH NOSNÍKŮ ČÁST 1 Jiří Hromádko / 46 DIAGNOSTIKA ŽELEZOBETONOVÉ KONSTRUKCE OBCHODNÍHO DOMU BAŤA V MARIÁNSKÝCH LÁZNÍCH Petr Žítt, Pavel Schmid, Petr Daněk / 52 VĚDA A VÝZKUM TRVANLIVOSŤ BETÓNOVÝCH NÁDRŽÍ BIOPLYNOVEJ STANICE Juraj Bilčík, Július Šoltész, Adolf Bajza / 56 VLIV DOTVAROVÁNÍ MLADÉHO BETONU NA VELIKOST VYNUCENÝCH NAPĚTÍ Lukáš Zvolánek, Ivailo Terzijski, Jaroslav Kadlec / 62 SEKUNDÁRNE MOMENTY OD PREDPÄTIA PO DOSIAHNUTÍ MSÚ Jaroslav Halvoník, Peter Pažma, Katarína Gajdošová / 68 AKTUALITY KONFERENCE PSP 2016 / 45 VÁPNO, CEMENT, EKOLOGIE 2016 ODBORNÝ SEMINÁŘ / 61 XXVI. MEZINÁRODNÍ SYMPOZIUM SANACE 2016 A 9. KONFERENCE ZKOUŠENÍ A JAKOST VE STAVEBNICTVÍ / 67 ZA DOC. ING. JIŘÍM KRÁTKÝM, CSC. Jaroslav Procházka / 75 SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA / 76 FIREMNÍ PREZENTACE Betosan / 29 Dlubal Software / 33 Knauf Praha / 37 Schomburg Čechy a Morava / 43 Weber Saint-Gobain / 55 Nekap / 69 Redrock / 71 Kloknerův ústav / 3. strana obálky CESB16 / 3. strana obálky ICCC2016 / 3. strana obálky ČBS ČSSI / 4. strana obálky ROČNÍK: šestnáctý ČÍSLO: 3/2016 (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. (místopředseda), Ing. Jan Hutečka, 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, Ing. arch. Jiří Šrámek, Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA, Ing. Jiří Šrutka, 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 Za původnost příspěvků odpovídají autoři. Označené příspěvky byly lektorovány. FOTOGRAFIE NA TITULNÍ STRANĚ: Libeňský most v Praze. Foto: Milan Senko, Svaz výrobců betonu ČR 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 1

4 ÚVODNÍK EDITORIAL DOBRÉ BETONÁRSKÉ VÍLY Stavebníctvo prežíva v posledných rokoch problematické obdobie. Za najvážnejšie problémy súčasného stavebníctva možno označiť veľké ročné výkyvy v počte a hodnote verejných obstarávaní, nevyplácanie subdodávateľov a časový stres, ktoré vedú k poklesu kvality projektovania a zhotovovania stavieb. Ďalšie príčiny súčasných problémov v stavebníctve súvisia s druhotnou platobnou neschopnosťou a vo viacerých prípadoch aj absenciou elementárnej slušnosti, morálky a podnikateľskej etiky. I napriek tomu, že v roku 2015 bol na Slovensku zaznamenaný nárast stavebnej produkcie o 18 %, spôsobený najmä finálnym čerpaním eurofondov obzvlášť v oblasti inžinierskych stavieb o 53,5 %, mnoho nedostatkov pretrváva. V EU je už viac ako jedno desaťročie stavebná výroba orientovaná na obnovu konštrukcií vyššia, ako investície na novostavby. Túto skutočnosť zatiaľ nezohľadňujú aktuálne normové predpisy: návrh nových betónových konštrukcií je výraznejšie regulovaný, ako ich ochrana a oprava (prakticky iba v súbore EN 1504). Normy nie sú všeliekom, ani zárukou kvality novostavieb, či rekonštrukcií. V tejto súvislosti je vhodné uviesť, že sme stále častejšie konfrontovaní s požiadavkou na opravu alebo zosilňovanie nových konštrukcií. Táto informácia môže byť prekvapujúca, treba ju však objektivizovať vzhľadom na známy vaňový tvar krivky rozdelenia početnosti porúch počas životnosti stavieb. Veľký počet skorých po rúch sa prejavuje v rannom štádiu prevádzky konštrukcie, teda v päťročnej záručnej dobe stavieb. V nedávnej minulosti došlo k viacerým široko medializovaným náhlym zrúteniam alebo havarijným stavom pomerne nových stavieb (na Slovensku napr. budovy 3nity a Apollo 1 v Bratislave, Centroom v Piešťanoch). Riziká spojené s užívaním týchto budov znižujú dôveryhodnosť celého stavebného sektora. Široké spektrum príčin tohto stavu nie je jednoduché vo všeobecnosti uviesť na spoločného menovateľa. Väčšinou sa jedná o synergické pôsobenie viacerých faktorov. V zásade je možné rozlišovať príčiny technické, resp. spoločenské. Príčiny porúch technického charakteru sa z časového hľadiska rozdeľujú na chyby pri návrhu, zhotovovaní či údržbe konštrukcie. Technické normy reflektujú stav poznania v čase ich tvorby a mali by zabezpečovať požadovanú mieru spoľahlivosti. Súčasné normy na navrhovanie betónových konštrukcií sú pomerne nové (platné od roku 2010), priebežne sa inovujú (napr. ČSN/STN EN NA:2015) a prebiehajúca revízia Eurokódov má byť dokončená v roku I keď normy nie sú dokonalé (nikdy nebudú), zdôvodňovať súčasný nelichotivý stav kvality stavieb úrovňou noriem by bolo zavádzajúce. Pri návrhu nosnej konštrukcie treba uvážiť, že navrhovanie podľa normy sleduje pomery v lokálne ohraničenej oblasti. Dôsledok tejto skutočnosti je, že komplexný návrh konštrukcie sa často obmedzuje na sumu čiast kových riešení. Ani splnenie normových predpisov nie je zárukou kvalitnej konštrukcie. Tento stav možno zlepšiť po užitím výpočtovej techniky, ktorá zjednodušuje napr. stanovenie najnepriaznivejšej kombinácie zaťažení, použitie pravde podobnostných metód (MC 2010), respektíve spresňuje napr. prie storové modelovanie, modelované fázovanie výstavby, a pod. Zdrojom významných statických porúch môžu byť mimo riadne zaťaženia. Vzhľadom na malú pravdepodob nosť ich výskytu alebo z cenových dôvodov sa s nimi v návrhu často neuvažuje. Podceňované bývajú nepriame zaťaženia od objemových zmien betónu, ktoré môžu obmedziť používateľ nosť a trvanlivosť betónových stavieb. Okrem priamych a nepriamych zaťažení sú konštrukcie vystavené aj environmentálnym zaťaženiam (fyzikálne, chemické a biologické účinky prostredia), ktoré ohrozujú najmä ich životnosť. Vhodným návrhom robustnej konštrukcie, ktorá je menej citlivá na uvedené vplyvy, je možné v návrhu nezohľadnené účinky (spôsobené omylom, neznalosťou, úsporou) obmedziť. Na druhej strane tlaky investorov (developerov) na minimalizovanie nákladov, ale aj krátenie termínov pôsobia kontraproduktívne na kvalitu návrhu. Veľa porúch má svoj pôvod v období výstavby objektu, ich výskyt je ovplyvnený kvalitou použitých materiálov a technologických postupov. V tomto ohľade majú nezastupiteľnú úlohu jednak záruky poskytované dodávateľom, a s tým súvisiaci tlak na pracovníkov, ako aj priebežný systém kontroly kvality prác a materiálov. Následky neskorého alebo nevhodného spracovania alebo ošetrovania betónu môžu byť nákladné. V posledných rokoch sme sa vo viacerých znaleckých posudkoch zaoberali príčinami nadmernej šírky a rozvoja plastických trhlín. Treba však konštatovať, že nie všetky trhliny sú automaticky poruchou... Ako netechnické príčiny porúch sa prejavujú najmä ekonomické, administratívne a právne problémy. Investori často trvajú na použití lacnejších materiálov. Rozhodujúcim kritériom obstarávateľov je najnižšia cena. Stavebné spoločnosti uvádzajú, že fenomén najnižšej ceny znížil celkovú úroveň stavebníctva na stav, kde sa aktuálne nachádza. Podľa ich vyjadrení súčasné marže neumožňujú prostú reprodukciu, nieto ešte rozšírenú alebo vývoj, investície a pod. Problematický je aj samotný zákon o verejnom obstarávaní veľakrát nie je možné dodržať plánované termíny ukončenia obstarávania a podpisu zmluvy s vybraným uchádzačom z procesných dôvodov (napr. oprávnené, či neoprávnené námietky neúspešných uchádzačov). V dňoch 18. až 20. mája 2016 sa v Brne uskutočnil 26. ročník medzinárodného sympózia Sanace 2016 a 6. ročník konferencie Zkoušení a jakost ve stavebnictví. Sympózium i konferencia sú určené všetkým, ktorí sa podieľajú na výstavbe, sanácii alebo skúšaní betónových konštrukcií, ako sú investori, projektanti, zhotovitelia alebo dodávatelia stavebných materiálov. Jedným mohli poskytnúť spätnú väzbu na ich činnosť, druhým pomoc pri diagnostikovaní porúch, navrhovaní primárnych a sekundárnych ochranných opatrení alebo sanáciách betónových konštrukcií. Organizátori by radi privítali na spomínaných podujatiach zvýšený počet účastníkov hlavne z radov projektantov. Tí sú v procese navrhovania i výstavby najosvietenejší účastníci stavebného konania a majú rozhodujúcu úlohu pri kvalite stavebného diela. Môžu byť dobrými vílami alebo zlými čarodejnicami pri kolíske novej konštrukcie. Dobrí projektanti sa nespoliehajú iba na vlastné skúsenosti, ale pravidelne sa vzdelávajú. Im, ale najmä tým druhým dávam do pozornosti pravidelnú rubriku na poslednej strane časopisu Beton TKS. Juraj Bilčík predseda ZSBK 2 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

5 TÉMA TOPIC LIBEŇSKÝ MOST V PRAZE LIBEŇSKÝ BRIDGE IN PRAGUE 1 Jiří Kolísko, Petr Tej, Petr Bouška, Vítězslav Vacek, Václav Hvízdal, Jana Trtíková Libeňský most postavený mezi lety 1924 a 1928 je výrazným příkladem betonového stavitelství na našem území. Hlavní most sestává z pěti betonových trojkloubových oblouků. Během posledních let nebyla na mostě prováděna údržba ani žádné částečné opravy. Stavebně technický stav mostu je v současnosti velmi špatný a jedním z navrhovaných řešení je stavba mostu nového. Předkládaný příspěvek obsahuje tři části: expertní zhodnocení technického stavu a možností oprav provedené Kloknerovým ústavem v Praze, dále shrnutí všech známých výsledků průzkumů a prohlídek a zamyšlení nad tím, zda je projekt opravy stávajícího mostu vůbec reálný, a třetí část věnovánou historii mostu. Libeňský bridge is a historic example of concrete engineering in our country. It was built between 1924 and The main bridge consists of five plain concrete arches. Static scheme of arches is three joint static determinate structure. No maintenance and not even partial repair works has been carried out on the bridge during the past several decades. The technical state is very poor and one way of the suggested repairs is to build up new bridge. The contribution is divided into three parts: assessment of the technical state and possible repair works carried out by experts from the Klokner Institute, summary of all known results of surveys and inspections and reflection of possible repairs of the current bridge, and a part of the history of the bridge. Libeňský most, přesněji soumostí je výrazným příkladem betonového stavitelství na našem území. Byl postaven mezi lety 1924 a 1928 podle projektu architekta Pavla Janáka. Konstrukci obloukové části mostu navrhl Ing. František Mencl, rámové části navrhl Ing. Václav Dašek. Most byl pro veřejnost otevřen 29. října 1928 k 10. výročí vzniku Československé republiky. Obr. 1 Hlavní obloukový most Libeňského soumostí v Praze Fig. 1 Main arch bridge of the Libeňský bridge in Prague SOUČÁSTI SOUMOSTÍ LIBEŇSKÝ MOST Na holešovické straně začíná soumostí železobetonovou rámovou konstrukcí, která je konstrukčně rozdělena na tři části. Střední část je rám o jednom poli s převislými konci, které jsou uloženy na krajní rámy, přičemž rám k Holešovicím má dvě pole a rám k Vltavě má tři pole a je již částečně založen na patku další (klenbové) části mostu. Maximální délka pole je 14 m. Další část mostu překlenuje Vltavu a je tvořena pěti trojkloubovými klenbovými oblouky z prostého betonu o světlostech ,5 + 2 x 42,8 + 38,5 m. Každý oblouk je složen ze čtyř obloukových pásů, které jsou dilatačně odděleny a působí samostatně. Na poslední klenbové pole navazuje železobetonová rámová konstrukce o třech polích uložená na patce klenbového oblouku. Na tuto rámovou konstrukci bezprostředně navazuje další rámová konstrukce o jednom poli a světlosti cca 14 m. Následuje krátká sypaná část ohraničená obvodovými stěnami a další průjezdná železobetonová rámová konstrukce o dvou polích, za níž je zemní těleso s nájezdovými rampami a malou průjezdnou železobetonovou klenbou uprostřed. Zemní těleso je ukončeno průjezdnou železobetonovou rámovou konstrukcí o jednom poli, za nímž je krátká, pravděpodobně sypaná část ohraničená obvodovými stěnami. Za sypanou částí je železobetonová rámová konstrukce o třech polích s převislým koncem uloženým na další část mostu, tj. trojkloubový klenbový oblouk z prostého betonu o světlosti 48 m (největší klenba mostu), na jehož patku je rám částečně založen. Klenba je ukončena další železobetonovou rámovou konstrukcí o dvou polích, která je založena na patce klenbového oblouku, a za ní bezprostředně následuje další železobetonová rámová konstrukce o dvou průjezdných polích. Většina prostor rámových konstrukcí je dnes uzavřena. U poslední části mostu (přes ulici Voctářova) byla ulice přemostěna provizoriem s železobetonovými předpjatými nosníky. Samotné mostní konstrukce mají délku 370 m, spolu se zemním tělesem pak 780 m, což činí Libeňský most nejdelším silničním mostem přes Vltavu. Odchylka osy mostu od kolmice na tok řeky je 18,5. Niveleta mostu má po celé délce spád 0,5 %, zatímco většina mostů má niveletu stoupající ke středu mostu. Šířka mostu je 21 m. 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 3

6 TÉMA TOPIC 2 EXPERTNÍ ZHODNOCENÍ STÁVAJÍCÍHO STAVU HLAVNÍHO OBLOUKOVÉHO MOSTU A MOŽNOSTÍ OPRAV Most od svého vzniku dosud neprošel žádnou zásadnější opravou a nyní je v kritickém stavu. Už delší dobu na něj nesmí auta těžší než 7,5 t a tramvaje mohou projíždět jen pomalu a s dalšími omezeními. Od roku 2009 se na třech krátkých úsecích na předmostích nesmí potkat dvě protijedoucí tramvaje, což je vyznačeno drážními značkami symbolizujícími zákaz potkávání. Rekonstrukce je proto považována za nezbytnou. Na konci roku 2015 vypracovali pracovníci Kloknerova ústavu na základě požadavku TSK souhrnný dokument zachycující technický stav hlavního pětiobloukového mostu (obr. 1) Libeňského soumostí a hodnotící možnost jeho opravy či výstavby mostu nového na základě diagnostických prohlídek zpracovávaných od roku 1992 do současnosti a projektu nového mostu z roku Předmětem expertní zprávy bylo zejména: posouzení a analýza současného technického stavu soumostí Libeňského mostu na základě předložených provedených diagnostik a kontrolních prohlídek, posouzení nutnosti celkové rekonstrukce soumostí a posouzení předložené projektové dokumentace nového mostu. V rámci zpracování zprávy bylo primárně využito velké množství podkladů (mostní prohlídky, diagnostiky, statické analýzy, zatěžovací zkoušky, projektová dokumentace ad.), které byly zpracovány v předchozích obdobích a které byly doplněny vlastní prohlídkou mostních objektů. Hodnocení se v souladu se zadáním soustředilo zejména na dominantní obloukový mostní objekt o pěti polích přes Vltavu. Na základě získaných informací a jejich analýzy lze stav stavebních prvků nejvýznamnější části Libeňského soumostí, a to obloukového mostu přes Vltavu a souvisejících rámových konstrukcí, popsat a charakterizovat takto: celkový stav obloukových pasů lze označit za špatný, tj. stupeň V dle hodnoticí škály v ČSN s rozsahem Obr. 2 Podélný řez stávajícím soumostím Fig. 2 Longitudinal section of the existing bridge Obr. 3 Jižní pohled na rámovou konstrukci Libeňského mostu Holešo vice; krajní kloubové podepření zesíleno dle návrhu společnosti Pontex, s. r. o., 2009 Fig. 3 South view on the frame construction of Libeňský bridge Holešovice; outer hinge support strengthened according to the design of the company Pontex, s. r. o., 2009 Obr. 4 Pohled na jednu z podélných dilatací prvního uzavřeného prostoru rámu za nájezdovou rampou od Holešovic; obnažená výztuž trámů, rozvinutá koroze, poruchy krycí vrstvy výztuže, oblast dilatace viditelně vlhká v důsledku zatékání vody shora Fig. 4 View of one of the longitudinal dilatations of the first closed space of the frame behind the access ramp from Holešovice; exposed reinforcement of the beams, developed corrosion, failures of cover reinforcement layer, the area of dilatation visibly wet due to the water leaking from above Obr. 5 Pohled na stav koroze příčného trámu u provizorně podepřeného kloubu rámové konstrukce, výrazná koroze obnažené výztuže, chybějící krycí vrstvy i na navazujících podélných trámech Fig. 5 View of the state of corrosion of the cross beam of a temporarily supported joint of the frame construction, significant corrosion of the exposed reinforcement, missing cover layers also on the adjacent longitudinal beams Obr. 6 Jižní pohled na vrchol nejdelšího oblouku mimo koryto Libeň; ve vrcholu osazené měření, viditelné poškození římsy v místě kloubu sevřeného nahoře, místo s viditelným porušením zábradlí Fig. 6 South view of the top of the longest arch outside the river bed Libeň; top mounted measurement, visible damage to the ledge at the point of the top cordoned joint, the place of visibly damaged railings Obr. 7 Jihozápadní pohled na patu oblouku s narušeným železobetonovým schodištěm na jižní straně, schodiště, vyšší výška terénu vně mostu (cca 0,6 m) Fig. 7 Southwest view on the heel of the arch with a damaged reinforced concrete staircase on the south side, staircase, higher altitude terrain outside of the bridge (about 0.6 meters) I až VII. Stav má jednoznačný vliv na spolehlivost a také zatížitelnost konstrukce, celkový stav rámových konstrukcí předpolí oblouků lze označit za velmi špatný, tj. stupeň VI dle hodnoticí škály v ČSN s rozsahem I až VII. Stav má jednoznačný vliv na spolehlivost a také zatížitelnost konstrukce. Rámové konstrukce Libeňského mostu přes Vltavu lze dopo BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

7 TÉMA TOPIC ručit v každém případě nahradit novými konstrukcemi. Jejich stav je velmi špatný a okamžik parciální opravy a zesílení byl již překročen, celkový stav konstrukcí schodišť lze označit za velmi špatný až havarijní, tj. stupeň VI a VII dle hodnoticí škály v ČSN s rozsahem I až VII. Stav má jednoznačný vliv na spolehlivost a také zatížitelnost konstrukce, most je nyní zatříděn do zatěžovací třídy B dle ČSN , při omezeném provozu tramvají. Pro zajištění zatěžovací třídy A dle ČSN potřebné pro běžné užívání mostu je nezbytná rekonstrukce, oblouky mostu jsou provedeny z prostého nevyztuženého betonu. Beton má velmi vysokou variabilitu vlastností a struktury. Ve struktuře jsou oblasti s vysokou mezerovitostí a nízkou pevností a betony vysoce hutné. Třída betonu používaná pro statické posuzování byla stanovena na základě zkoušek na úrovni C16/20. V návrhu opravy hlavního obloukového mostu byly rozlišovány dvě varianty přístupu: VARIANTA REKONSTRUKCE A PARCIÁLNÍ (DÍLČÍ, LOKÁLNÍ) OPRAVA Varianta A představuje parciální (dílčí, lokální zásahy a sanace) rekonstrukci při zachování stávajícího vzhledu a šíře 21 m, tj. ponechání stávající nosné konstrukce oblouků a jejich dílčí opravu/sanaci vzhledem ke zvýšení únosnosti tak, aby bylo dosaženo zatížitelnosti třídy A. Varianta A má dle našeho názoru smysl zejména při zachování stávající šíře 21 m. Jinak její hlavní výhoda, tj. možnost zachování architektonicko-historické nosné konstrukce a příslušenství mostu, nebude využita. Varianta A zachovávající stávající nosnou konstrukci musí obsahovat nějaký způsob zesílení tak, aby bylo dosaženo zatěžovací třídy A. Detailní projekt zesílení nebyl vypracován. V dokumentaci existuje pouze statická studie možnosti zesílit klenbové pásy pomocí torkretových vrstev tloušťky 150 mm na rubu i líci oblouků tak, aby bylo dosaženo zatěžovací třídy A při zachování šíře rekonstruovaného mostu 21 m. Při úvahách nad tímto způsobem zesílení je třeba zohled- 6 7 HISTORIE A PODOBA Libeňský most, který veřejnosti slouží od roku 1928, se stal neodmyslitelnou součástí Prahy a v současnosti se rozhoduje o jeho dalším osudu. Dočká se skutečně zasloužené rekonstrukce, nebo bude odsouzen k zániku? Ať už bude budoucnost Libeňského mostu jakákoli, následující řádky mají za úkol stručně připomenout historii jeho vzniku a zásadní myšlenky jeho tvůrců: Ing. Františka Mencla (1879 až 1960) a architekta Pavla Janáka (1881 až 1956). Dnes již málokdo tuší, že současný Libeňský most měl poměrně významného předchůdce. Krátce po vytyčení definitivní trasy budoucího mostu směrem z Dělnické třídy sem byla roku 1903 přenesena dřevěná věšadlová konstrukce o sedmnácti polích ze stavby mostu Legií u Národního divadla (obr. I). Přestože toto přemostění mezi Libní a Holešovicemi bylo od počátku zamýšleno jako dočasné, konstrukce zde po nutném prodloužení na 449 m a 21 polí sloužila více než dvacet let. Autorem dřevěného prozatímního mostu byl Ing. Jiří Soukup (1855 až 1938), tehdejší vrchní stavební rada mostního odboru stavebního úřadu Magistrátu hlavního města Prahy. Ačkoli most tvořily dřevěné trámy, vedla přes něj i trasa elektrické pouliční dráhy. Dobře sloužící provizorium poskytlo městu čas na získání finančních prostředků i na vytvoření ideální podoby mostu definitivního. I Obr. I Provizorní Libeňský most, dřevěná věšadlová konstrukce převezená ze stavby mostu Legií u Národního divadla, 1903 až 1924 [2] Fig. I Temporary Libeňský bridge, wooden suspension construction brought from the Legií Bridge construction near the National Theatre, [2] Ve dvacátých letech minulého století Praha rychle rostla a rozvíjela se připojením řady okolních obcí vznikla roku 1922 tzv. Velká Praha. Nárůst obyvatel samozřejmě znamenal také nárůst nároků na dopravu, proto VIII. pražská čtvrť Libeň stupňovala své volání po mostu definitivním. Výstavbu nového betonového mostu nakonec uspíšily také práce na regulaci řeky v okolí Manin, jejichž projekt vytvořil roku 1923 zaměstnanec ministerstva veřejných prací a přednosta oddělení pro úpravy Vltavy a jejích přítoků Ing. Eduard Schwarzer (1872 až 1932). Navrhl nejen přeložení vltavského meandru směrem na západ, ale také modernizaci libeňského přístavu, úpravu vltavských břehů a řečiště v Karlíně a v Libni včetně zasypání slepých ramen a zrušení několika říčních ostrůvků. Díky odklonění toku Vltavy během regulace se mostu naskytla vzácná příležitost: založení pilířů mohlo proběhnout na suchu v otevřených stavebních jámách (odpadla tedy náročná a drahá kesonová metoda). To celou stavbu podstatně zlevnilo, což pro oslabenou ekonomiku po první světové válce znamenalo velmi mnoho. Stavebnictví nejen v Praze tehdy procházelo značnou krizí a velkých projektů vznikalo málo. Přesto hlavní město dokázalo najít dostatek prostředků 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 5

8 TÉMA TOPIC 8 nit, že např. přibetonováním 150 mm betonu na rub klenby se zvýší niveleta mostu a to samozřejmě znamená zásah do vzhledu mostu. Současně se přibetonování na spodní líc oblouků výrazně projeví na spodní straně mostu a ovlivní i jeho siluetu. Nejasná bude zároveň statická funkce kloubů po přibetonování horní a spodní vrstvy a současně provázání nových vrstev s hlavním obloukem. Je evidentní, že operace zesílení by byla z hlediska návrhu i technického provedení velmi náročná a s nejasným výsledkem. Varianta A skrývá také v porovnání s variantou B množství dalších nejistot a problémových okruhů jako jsou mimo jiné: návrh a provedení zesílení oblouků bude technicky a technologicky velmi náročné a problematické. Nedojde ke změně pohybu ve vrcholu trojkloubového oblouku, jistě nelze realizací této varianty zajistit životnost 100 let. Zejména mostní vybavení (betonové zábradlí, schodiště, římsy, oblasti vrcholových i patních kloubů) budou velmi záhy vykazovat obnovující se poruchy, nebude dosaženo prostorového uspořádání na mostě tak, jak vyplynulo ze zadání v roce 2004 a z dopravního zatížení v oblasti Libeňského mostu, vzhledem k omezené možnosti (z časových, finančních a logistických důvodů) získat o stávající konstrukci obloukového mostu úplné informace, jistě by při realizaci nastalo velké množství změn a problémů s ohledem na nutnost reagovat během výstavby na zjišťované nové skutečnosti po odhalení konstrukcí, při opravě by bylo nutno využívat řadu ne zcela běžně prováděných stavebních technologií (např. restaurátorské techniky při obnově zábradlí a omítek říms a římsových stěn, kontrola a případná oprava funkce kloubů). VARIANTA REKONSTRUKCE B NOVÝ MOST Varianta B spočívá v náhradě stávajících konstrukcí zcela novým mostem šíře 26 m dle projektové dokumentace z roku 2006, ke které je vydáno stavební povolení. Předpokládá se, že bude využita spodní stavba a nová nosná konstrukce bude uložena na zachovalé pilíře starého mostu. Obr. 8 Podélný řez novým mostem dle projektové dokumentace z roku 2006 Fig. 8 Longitudinal section of the new bridge, according to the project documentation from 2006 Obr. 9 Jižní pohled na první oblouk Libeňského mostu Holešovice oba pilíře oblouku založeny na břehu Vltavy; viditelný pokles středního kloubu a římsy nad ním, stopy průsaků na podélných dilatačních spárách Fig. 9 South view of the first arch of the Libeňský bridge Holešovice both pillars of the arch are based on the Vltava riverbank; a visible decline of the middle joint and the ledge above it, traces of leaks on the longitudinal expansion joints Obr. 10 Detail vrcholového kloubu prvního oblouku; na spodní hraně římsy patrné odrcení betonu, v místě části římsy/zábradlí překračující vrcholový kloub zřetelná svislá trhlina sahající až pod madlo zábradlí, zřetelné stopy průsaků s výluhy na všech spárách Fig. 10 Detail of the top joint of the first arch; at the bottom edge of the ledge apparent destruction of concrete, in part of the ledge/railing exceeding top joint visible vertical crack extending to below the handrail, visible signs of leakage of leaks on all joints Obr. 11 Pohled na dva odštípnuté bloky betonu levého patního kloubu druhého pásu oblouku s odkrytou měkkou výztuží, viditelné výluhy od zatékání Fig. 11 View of the two chipped concrete blocks of the left foot joint of the second arch belt with soft reinforcement exposed, visible leaks from leaking Obr. 12 Pohled na pásy prvního oblouku včetně vývodu odvodnění povrchové vody z mostovky, na třetím a čtvrtém pásu oblouku nad patním kloubem provedeny jádrové vývrty pro kontrolu pokusu o sanaci zpevnění betonu pomocí tlakové injektáže Fig. 12 View of the belts of the first arch including drainage of surface water from the deck, on the third and fourth belt of the arch above foot joint executed core drillings for monitoring remediation attempt hardening of the concrete by pressure injection Existující projektová dokumentace této varianty byla provedena v souladu s normami ČSN platnými v době vzniku projektu. Most je navržen v zatěžovací třídě A dle ČSN Šířka navrhovaného mostu je 26 m a vyplynula ze zadání a předpokládaného dopravního zatížení v době zpracovávání projektu, tj. v letech 2004 až Projekt by bylo možno snadno posoudit, příp. upravit dle platných norem EN. Nová konstrukce je navržena s návrhovou životností 100 let. Nová konstrukce zajistí dostatečnou dopravní kapacitu. Návrh prostorového uspořádání v šíři 26 m vyplynul z vyhod BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

9 TÉMA TOPIC nocení a predikce dopravních intenzit v době návrhu rekonstrukce. Tato šíře je promítnuta i do aktuálně platného územního plánu. Na šíři varianty 26 m je zpracována podrobná dokumentace a lze podle ní okamžitě zahájit stavbu. Jiná šíře (např. 21 m) by vyžadovala nové projekční řešení i nový proces stavebního řízení. Pod touto variantou lze případně uvažovat i o celkové rekonstrukci formou co nejvěrnější kopie původního obloukového mostu rozšířené repliky při použití současných technologií. Tato varianta by umožnila zachování současného vzhledu mostu, avšak z hlediska zachování historických materiálů postrádá smysl a byla by jistě finančně náročnější než pouhé zachování tvarosloví konstrukce. ZÁVĚR S ohledem na získané informace konstatujeme, že rámové i obloukové části mostního objektu Libeňského soumostí jsou ve velmi špatném stavebně technickém stavu a je nutno neprodleně konat. Je evidentní, že za posledních 15 let dochází ke zjevnému a rychlému zhoršování stavu. V rámci hodnocení možností oprav zadavatel požadoval i zhodnocení kladů a záporů z hlediska jím zvolených problémových okruhů a kritérií. V samotném expertním zhodnocení jsou tyto okruhy podrobněji rozepsány, nicméně pro rychlou orientaci byla sestavena i souhrnná srovnávací tabulka (tab. 1). Z vážného stavu mostu celkem zřetelně plyne, že cesta parciální sanace (varianta A) by byla zatížena značnými riziky a zejména z hlediska získání odpovídající funkce (zatěžovací třída A) by obsahovala mnohá nesnadno řešitelná úskalí. I z trochu zjednodušeného porovnání plusů a mínusů v tab. 1 pro jednotlivé varianty se jeví z více důvodů jako výhodnější varianta B nová konstrukce. Je však výsostně na úvaze a rozhodnutí vlastníka mostu, a tedy zadavatele stavby, jaké váhy a důležitost jednotlivým kritériím přisoudí, příp. zda nezvolí ještě jiná nová, aby dospěl k racionálnímu a obhajitelnému rozhodnutí z hlediska technického i kulturně společenského. 12 k tomu, aby vybudovalo dva nové mosty zároveň ve stejné době probíhala stavba původního Trojského mostu (později zvaného most Barikádníků). K ekonomičnosti celého projektu přispívaly také další okolnosti zdejší kvalitní říční písek a štěrk našly své využití jako levný a snadno dostupný stavební materiál. Libeňský most je výjimečný také svojí délkou 370 m, s pozemní rampou na Maninách dokonce 780 m, a šířkou 21 m, čímž zahájil éru mostů se šířkou větší než 20 m oproti dříve běžným 16 m. Šíře zároveň umožnila konstrukci rozdělit na čtyři souběžné pásy, které se betonovaly postupně pomocí opakovaného využití skruží nejprve se postavily skruže pro dva vnitřní pásy a po zatuhnutí betonu se vysunuly směrem ven. Co nejšetrnější využití veřejných prostředků patřilo mezi zásady Ing. Františka Mencla, který se roku 1926 stal novým ústředním stavebním radou mostního odboru. O pražských mostech si během své dlouhé a plodné kariéry vytvořil ucelenou představu. Upřednostňoval klenuté konstrukce z betonu s horní mostovkou, protože svou podobou nenarušují výhled na městské panorama, a tak do historicky cenné krajiny lépe zapadají. Zároveň navrhoval mosty jako harmonický celek, který však neměl působit nudně, proto se vzhled každého mostu měl odlišovat patřičnými změnami v konstrukci. Vyzdvihoval spolupráci s architekty, jejichž úpravy měly podtrhnout výtvarnou i funkční stránku mostu; zároveň však odmítal zakrývání nebo přílišné dekorování nosné konstrukce. Návrhy na architektonickou úpravu mostu původně mostní odbor stavebního úřadu objednal už roku 1923 u architektů Antonína Ausobského a Josefa Chochola; výsledek se však nesetkal s příliš kladným ohlasem. Proto úřad vypsal veřejnou soutěž, ale ani ta nepřinesla vítězný návrh, a tak úkol nakonec úřad zadal přímo Pavlu Janákovi (obr. II). To se velmi brzy ukázalo jako správné rozhodnutí: Menclova představa o mostu těžkém a důkladném společně s Janákovým robustně puristickým laděním vytvořily z Libeňského mostu unikátní umělecké dílo, které budilo pozornost i v zahraničním odborném tisku. Také Menclova vize o pražských mostech jakožto o různorodém, avšak harmonickém celku je zde jednoznačně za- II Obr. II Návrh Libeňského mostu a okolní zástavby, autoři arch. Pavel Janák a Ing. František Mencl, 1924 až 1928 [2] Fig. II Design proposal of the Libeňský bridge and its surrounds, authors architect Pavel Janák and engineer František Mencl, [2] 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 7

10 TÉMA TOPIC V současnosti probíhá řízení na MK ČR pro schválení mostu jako kulturní památky. Na téma jak most opravit také probíhá intenzivní celospolečenská diskuse. Souběžně byly rozběhnuty další doplňující a zpřesňující diagnostické práce, výpočty a simulace statického a dynamického chování mostu, které jsou prováděny v kolektivu zpracovatelů a firem pod vedením Kloknerova ústavu. Získané výsledky budou využity k dosažení jednoznačné odpovědi na otázku, jak k opravě Libeňského mostu zodpovědně přistoupit. Tab. 1 Shrnutí kladů a záporů jednotlivých variant opravy hlavního obloukového mostu Libeňského soumostí dle zvolených kritérií Tab. 1 Summary of the advantages and disadvantages of the individual options of repair of the Libeňský bridge with regard to the selected criteria P. č. Popis činnosti Varianta A Parciální oprava Varianta B Nový most 1. Dodržování technických norem Doba trvanlivosti a životnosti hotového díla Zabezpečení dopravní obslužnosti po dokončení díla Celkové náklady díla na výstavbu Lhůta výstavby Omezení dopravy během výstavby Stav přípravy projektu a přípravy realizace Náklady na údržbu (běžná a průběžné opravy) Zachování co nejvěrnějšího vzhledu Zachování autentického materiálu konstrukce + - Rizika v souvislosti s výstavbou 11.1 Rizika z důvodů zvýšených nákladů Rizika z důvodu prodloužení doby výstavby Rizika stavebních konstrukcí a částí díla vzhledem k zajištění reálné statické způsobilosti Rizika plynoucí z nových zjištění v průběhu stavby, která povedou ke změně přístupů a technologií - + Pozn.: Znaménko + znamená, že v rámci hodnoceného bodu lze u varianty očekávat lepší výsledek, znaménko v rámci hodnoceného bodu lze u varianty očekávat horší výsledek, shodná znaménka u bodu 4 znamenají, že náklady na zvolenou variantu rekonstrukce hlavní obloukové části (dle nové PD nový most tvoří cca 1/5 až ¼ celkové částky rekonstrukce celého soumostí) nebudou mít zásadní dopad na celkové náklady na rekonstrukci celé soustavy vzájemně navazujících a nehodnocených objektů celého soumostí LM. Příspěvek vznikl za podpory grantu IGS ČVUT SGS15/176/OHK1/2T/31. doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D. jiri.kolisko@cvut.cz Ing. Petr Tej, Ph.D. petr.tej.@cvut.cz doc. Ing. Petr Bouška, CSc. petr.bouska@cvut.cz Ing. Vítězslav Vacek, CSc. vitezslav.vacek@cvut.cz všichni: Kloknerův ústav ČVUT v Praze LZE OPRAVIT LIBEŇSKÝ MOST? Libeňský most je již řadu let v havarijním stavu. Tato skutečnost je známa již od poloviny 90. let minulého století. V současné době probíhá výběrové řízení na zhotovitele celkové rekonstrukce mostu na základě projektu, který vypracoval Pragoprojekt Praha, a. s., a na který bylo vydáno stavební povolení. Ze současných komentářů představitelů Prahy je však zřejmé, že projekt v současné podobě ztratil politickou podporu a nebude pravděpodobně realizován. Stále častěji se také ozývají hlasy, že projekt rekonstrukce celého soumostí je příliš megalomanský a že je lepší opravit pouze stávající most přes Vltavu (tj. most ev. č. V-009). Vzhledem k danému prostoru se prezentace týká pouze tohoto mostu přes Vltavu, přestože projekt rekonstrukce Libeňského mostu zahrnuje všechny mosty tohoto soumostí a souvisí s řadou dalších staveb. Nikdo z kritiků stávajícího řešení však neříká, jakým způsobem by se oprava měla provést. Tato prezentace by měla znovu shrnout všechny známé výsledky průzkumů a prohlídek a zamyslet se nad tím, zda je projekt opravy stávajícího mostu vůbec reálný. Je zřejmé, že pokud se má jednat o opravu stávajícího mostu, není reálné uvažovat jinou šířku mostu, než je současná, tedy 21 m. Autor chce upozornit, že účelem článku není komentovat stávající výběrové řízení na výběr zhotovitele a ani polemika o tom, zda má být most široký 21 či 26 m, či zda je zvolené technické řešení rekonstrukce mostu přes Vltavu, na které bylo vydáno stavební povolení, optimální či nikoliv. ZÁKLADNÍ ÚDAJE O HLAVNÍM OBLOUKOVÉM MOSTU Trvalý silniční most převádí silniční a tramvajovou dopravu přes řeku Vltavu. Klenbová část mostu má celkem pět šikmých polí, šikmá světlost polí je ,5 + 2 x 42, ,5 m. Založení mostu je plošné. Nosná konstrukce jednotlivých polí je v podélném směru staticky provedena jako trojkloubové oblouky (vrcholový kloub v polovině rozpětí, patní klouby na vykonzolované části podpěr). V příčném řezu je konstrukce rozdělena na čtyři paralelní vzájemně oddělené klenbové pásy. Klenbové pásy i podpory jsou z prostého monolitického betonu. Klouby jsou sestaveny ze železobetonových prefabrikovaných dílců. Vzhledem k šikmosti konstrukce jsou řídící linie kloubů zazubené. Betonáž jednotlivých monolitických částí mezi patním a vrcholovým kloubem proběhla ve dvou etapách v rámci betonáže první etapy byly vynechány cca 1 m široké spáry ve čtvrtinách rozpětí, v rámci druhé etapy byly tyto spáry dobetonovány. Do krajních klenbových pásů jsou vetknuté betonové poprsní zdi a chodníkové konzoly. Nosná konstrukce mostu je přesypaná zeminou. Dopravní prostor na mostě se skládá z chodníků (po stranách), pásů pro silniční dopravu a tramvajového pásu (upro BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

11 TÉMA TOPIC Obr. 13 Odpadlé krycí vrstvy výztuže z konstrukce schodiště u pilíře mezi prvním a druhým obloukem ve směru od Holešovic, dezolátní stav železobetonové části konstrukce Fig. 13 Fallen-off cover layers of the reinforcement from staircase construction between the first and second arch in the direction from Holešovice, defective state of reinforced concrete in part of the construction Obr. 14 V minulosti sanovaná část madla zábradlí, pravděpodobně již brzy po realizaci mostu Fig. 14 Part of the handrail probably renovated soon after the realization of the bridge Obr. 15 Nahrazená část madla zábradlí vlevo zcela jiný charakter materiálu, v pravé části chybějící odtržená část madla a obnažená výztuž, tráva v patní spáře u chodníku z litého asfaltu Fig. 15 Replaced part of the handrail on the left a completely different character of the material, on the right side missing, torn-off part of a handle, and exposed reinforcement, grass in the heel joint of the mastic asphalt sidewalk Obr. 16 Detail odpadlé části madla zábradlí, vodorovná výztuž u vnější strany (směrem od chodníku) v předsazené vrstvě betonu, viditelně rozdílná nasákavost jádra a povrchové předsazené vrstvy Fig. 16 Detail of the fallen-off handrails, horizontal reinforcement at the outer side (away from the sidewalk) in an offset layer of concrete, visibly different absorption capacity of the core and surface offset layers Obr. 17 Odloupnutá krycí vrstva zábradlí s obnaženou výztuží typický příklad často se opakující poruchy zábradlí Fig. 17 Peeled off cover layer of the railing with exposed reinforcement a typical example of frequently recurring railing failure. Obr. 18 Obnažená výztuž na rohu zábradlí, typický druh poruchy Fig. 18 Exposed reinforcement at the corner of the railing, typical example of a disorder střed). Šířka prostoru mezi zábradlím je 21 m. Most je uspořádán symetricky. Chodníky a pásy pro silniční dopravu mají živičný kryt, tramvajový pás je ze železobetonových panelů. Chodníky jsou výškově odděleny od vozovky. Vně chodníků je masivní železobetonové zábradlí. DIAGNOSTICKÉ PRŮZKUMY A PROJEKTY Od roku 1992 se na mostě provedla celá řada průzkumů a prohlídek. Pro most přes Vltavu jsou nejdůležitější: diagnostický průzkum z let 2001 a 2002 včetně stanovení zatížitelnosti dle tehdy platných norem, diagnostický průzkum a monitoring obloukových pásů z roku 2010, prohlídka a výpočet zatížitelnosti kritických průřezů z roku 2013 dle EC (neposuzoval se most přes Vltavu, ale most ev. č. X-656, což je také oblouk, a na základě výsledků byly upraveny zatížitelnosti na hlavním mostě) dokumentace pro ÚR , ÚR vydáno 2004, novostavba mostu, dokumentace pro SP , SP vydáno 2009, novostavba mostu, dokumentace pro zajištění havarijních částí mostu (podepření v místech kloubů, které se následně realizovalo), stoupena konstrukcí most vychází z předešlých úspěchů klenutých mostů, zároveň však přináší nový výtvarný prvek v podobě monumentální mohutnosti a síly. Těžký vzhled mostu vyjadřuje i použitou technologii a trvanlivost použitého moderního materiálu. Mencl zde navrhl kloubovou konstrukci z prostého betonu téměř bez jakékoli výztuže, části mostu tvoří mohutné náspy. Monumentalita měla také pomoci mostu prosadit se v budoucí zástavbě, kterou Pavel Janák pro nedaleký přístav plánoval. Doznívající kubistický styl v Janákově tvorbě ovlivnil vyznění hmoty mostu natolik, že celkový dojem připomíná práci abstraktního sochaře. Působení hranolů, křivek i hrotitých forem po stranách oblouků vytváří velice zajímavé prostorové efekty. To vše doplňují dokonale promyšlené detaily v podobě kandelábrů veřejného osvětlení, robustních schodišť nebo zábradlí. Oba autoři mostu dávali přednost plnému přiznání použitého materiálu, zejména Mencl neměl s drahými kamennými obklady příliš dobré zkušenosti, proto na Libeňském mostu není beton nijak zakrýván; přesto stavitelé pro lepší vzhled do betonové směsi přidávali drť z bílého mramoru. Stavba Libeňského mostu proběhla v letech 1924 až 1928 a slavnostní otevření a odevzdání veřejnosti se uskutečnilo v pondělí 29. října 1928 jako součást vyvrcholení několikadenních oslav desetiletého výročí vzniku samostatného Československa. Stužku v barvách národní trikolory tehdy přestřihl Obr. III Skruž pro klenbu [4] Fig. III Scaffolding for the arch [4] Obr. IV Boční pohled na jižní průčelí mostu, strana proti proudu [4] Fig. IV Side view to the southern face of the bridge, the side against the river current [4] Obr. V Pohled ze dna příštího řečiště před jeho napuštěním [4] Fig. V View from the river-to-be bottom before filling-in [4] III IV V 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 9

12 TÉMA TOPIC dokumentace pro stavební povolení 2010, návrh opravy a zesílení stávajícího mostu ve stávající šířce, čistopisy nevydány, protože diagnostika prokázala nereálnost tohoto návrhu, expertiza ČVUT Kloknerův ústav, detailní analýza výsledku průzkumů a projektů souvisejících s Libeňským mostem 2015, diagnostika, podrobný monitoring a stanovení únosnosti mostu U loděnice, ev. č. X-656 (klenbový most s rozpětím větším než u mostu přes Vltavu byl zvolen kvůli snadnému přístupu), Inset, s. r. o., bude dokončeno v květnu 2016 (pozn. redakce: až po uzávěrce). ZATÍŽITELNOST MOSTU Zatížitelnost a únosnost mostu byly stanoveny v roce 2002 na zjednodušeném i prostorovém modelu. Bylo zjištěno, že most nevyhovuje na zatížení tramvají dle tehdy platných předpisů. Uvažovány byly proto skutečné tramvaje v předepsaném režimu (podélné odstupy) a stanovena zbytková zatížitelnost pro vozidla. V roce 2010 byla provedena zatěžovací zkouška včetně řady doplňujících měření pro ověření chování mostu. Z výsledků vyplynulo, že čtyři klenbové pásy v příčném směru působí prakticky samostatně, a zatížitelnost byla upravena. DIAGNOSTICKÝ PRŮZKUM Z ROKU 2010 V roce 2009 bylo rozhodnuto o změně koncepce rekonstrukce Libeňského mostu s tím, že se prověří možnost opravy a zesílení stávajícího mostu při zachování původní šířky, tj. 21 m. Jako podklad pro tento projekt byl v roce 2010 vypracován doplňující diagnostický průzkum, který měl ověřit, zda je tato koncepce reálná. Základní výstupy: pevnost tlaku betonu oblouků C16/20, modul pružnosti 22 GPa, beton nosné konstrukce má nevhodné složení směsi hrubá frakce kameniva je v konstrukci zastoupena nerovnoměrně (při betonáží docházelo k segregaci kameniva), lokálně byla ve vývrtech zachycena zrna kameniva s velikostí cca 130 mm, hutnění betonové směsi bylo prováděno nedostatečně zaznamenán častý výskyt kaveren v okolí zejména větších zrn kameniva, v místech průsaků patrné výluhy, průměrná nasákavost 3,8 %, mrazuvzdornost (metoda A, voda bez CHRL) úplný rozpad většiny vzorků, přítomnost ASR gelu v hrubém těženém kamenivu zjištěna ojediněle, zkoušky injektovatelnosti betonu oblouků prokázaly, že není reálné dosáhnout zlepšení parametrů stávajícího betonu (zvýšení pevnosti a odolnosti proti mrazu). Referenční injektáže Injektážemi se mělo prověřit, zda je možno zlepšit vlastnosti betonu (pevnosti, odolnosti). Struktura betonu nosné konstrukce je hutná s poměrně častými výskyty větších pórů a kaveren, které však většinou nejsou vzájemně propojené. Navržené injektážní materiály v kombinaci s navrženou technologií provádění neměly na parametry betonu prakticky vliv. Charakter struktury betonu nosné konstrukce obloukových pasů neumožnil kvalitní a spolehlivé proinjektování. Výsledkem proto bylo, že na základě provedených zkoušek se nedá hospodárným způsobem dosáhnout kvalitativní zlepšení betonu, tj. zvýšení průměrné pevnosti, resp. homogenizace struktury. Jedním z důvodů je optimalizovaná křivka zrnitosti použitého kameniva, která umožnila použití neobvykle nízkého obsahu cementu cca 225 kg/m 3 betonu. OPRAVA A ZESÍLENÍ STÁVAJÍCÍHO MOSTU V roce 2010 byla možnost opravy stávajícího mostu přes Vltavu podrobně diskutována na základě výsledků průzkumů a prohlídek provedených v předchozím období. Tato varianta byla vyhodnocena jako velmi riziková (zejména s ohledem na zbytkovou životnost a únosnost mostu) a časově a finančně náročná. Pokud se dnes opět zvažuje možnost opravy stávajícího mostu, je nutno upozornit na řešení pěti základních problémů: Zlepšení parametrů betonu životnost, pevnost Z prezentovaných výsledků je zřejmé, že beton je na hranici životnosti a zlepšení jeho vlastností není reálné. Z tohoto hlediska nelze stávající oblouky opravit. Zesílení stávajících oblouků Stávající oblouky z prostého betonu nemají dostatečnou únosnost, neboť pevnosti betonu jsou nízké a zkoušky injektovatelnosti prokázaly nemožnost zvýšení pevnosti betonu touto metodou. Pokud se bude při návrhu postupovat dle EC, je nutno vzít v úvahu ČSN EN čl. 12.1, který výslovně uvádí, že pro uvedený typ mostu (tj. most s nezanedbatelnými dynamickými účinky od tramvajového provozu) není možná konstrukce z prostého či slabě vyztuženého betonu. Jak projektant, tak i stavební úřad budou tedy stát před problémem, jehož jediným řešením je požádat o výjimku z normy. Otázkou je, kdo tuto výjimku vydá a za jakých podmínek. Jedinou možností proto zůstává zesílení přibetonování silně vyztužené vrstvy betonu na spodní a horní líc betonu. Rizikem zůstává vyztužení krajního pásu v místě parapetních zdí a zajištění přenosu sil do kloubů. Celkový vzhled mostu bude zásadně ovlivněn. Rizikem zůstává provádění betonáže na spodním líci oblouků a spolupůsobení obou přibetonovaných částí. Nová silně vyztužená vrstva betonu musí přenést znač BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

13 TÉMA TOPIC Obr. 19 Detailní pohled na korozi výztuže rámové konstrukce, absence krycí vrstvy na vodorovné i na svislé části nosné konstrukce Fig. 19 Detailed view of the corrosion of the reinforcement of the frame structure, absence of cover layer on the horizontal and on the vertical part of the structure Obr. 20 Pohled na styk vodorovné a svislé konstrukce, lokálně prokreslená výztuž desky v poli, výluhy na spodní straně stropní konstrukce, prokreslena výztuž průvlaků Fig. 20 View of the intercourse of the horizontal and vertical structure, locally articulated reinforcement of the board in the span, extracts at the bottom of the ceiling construction, articulated reinforcement of girders Obr. 21 Porucha s průsakem v místě pracovní spáry stěny Fig. 21 Failure with leak at the working joint of the wall Obr. 22 Pohled na ukončení rámové konstrukce u dilatace na provizorní zdi z roku 2009, okolí kolem dilatace viditelně vlhké vlivem zatékání vody shora Fig. 22 View of the end of the frame structure at the dilatation at a temporary wall from 2009, nearby area around dilatation visibly wet due to water leaking from above Obr. 23 Detailní pohled na korozi výztuže rámové konstrukce v místě podélné dilatace v ose mostu, degradace zejména podélných železobetonových trámů, další průsaky níže na navazující stěně Fig. 23 Detailed view of the corrosion of the reinforcement of the frame structure in the place of the longitudinal dilatation in axis of the bridge, degradation of especially longitudinal reinforced concrete beams, other leaks below on the adjacent wall né účinky zatížení a představa zesílení pouze torkretem a sítěmi není reálná. Rektifikace či výměna kloubů Tento problém je zcela zásadní pro stanovení rozsahu prací, a tím i ceny opravy. Varianta, při které by klouby zůstaly ve stávajícím stavu, je zcela neakceptovatelná. Klouby jsou tvořeny dvojicí tvarovaných olověných desek, které do sebe zapadají a byly osazeny do bednění ještě před betonáží obloukových pasů. Z prohlídek je zřejmé, že u některých kloubů došlo k deformacím (pootočení i posuny) a není vyloučeno, že některé desky zcela vypadly (nebylo ověřeno, neboť většina kloubů je bez plošiny nepřístupná a jejich stav se prakticky nedá zjistit). V důsledku deformací a geometrie mostu je pravděpodobné, že řada kloubů působí jako částečně či pružně vetknutá, na což není konstrukce dimenzována. Bez zajištění a zvednutí stávajících betonových oblouků není jejich rektifikace a pravděpodobně i nutná náhrada kontaktních desek možná. Tato operace je technicky, časově i finančně náročná a zatím nebylo ověřeno, zda je vůbec reálná. Protože jsou klouby tvarované, nelze jednotlivé segmenty klenby prostě zdvihnout, vyměnit klouby a konstrukci spustit. Toto není geometricky možné. Možná jsou dvě řešení: rozepření vrcholového klouby lisy a následné zvednutí (není však ověřeno, zda konstrukce vyhoví), odbourání části konstrukce (pravděpodobně vrcholový kloub), posun segmentů do středu pole, výměna desek VI VII Obr. VI Po dokončení stavby (zdroj: ČTK) Fig. VI After completion of the construction (source: ČTK) Obr. VII Konzolovitě vyložená schodiště, spolu s mohutným zábradlím, členěním pilířů a betonovými stožáry nesou prvky kubismu (zdroj: Institut plánování a rozvoje hl. m. Prahy) Fig. VII Cantilever stairs, massive railings articulation of pillars and concrete poles feature elements of cubism (source: Prague Institute of Planning and Development) první primátor Velké Prahy Karel Baxa, po kterém měl být most původně pojmenován. Název Baxův most (oficiálně používaný v letech 1938 až 1940 a 1945 až 1952) se však nikdy příliš neuchytil a obyvatelé Prahy jej nazývali především mostem Libeňským, stejně jako jeho dřevěného předchůdce. Do roku 1962 nesl most název Stalingradský, ale pak se město opět vrátilo ke jménu Libeňský most a toto místní označení zůstává platné dodnes. Mgr. Jana Trtíková absolventka Katedry dějin umění FF UPOL jana.trtikova@ .cz Literatura: [1] FISCHER, J., FISCHER, O. Pražské mosty. Praha: Academia, s [2] JANÁK, P. Zastavění hráze Libeňského mostu. Styl: časopis pro architekturu, stavbu měst a umělecký průmysl. XI (XVI), , č. 8-9, s [3] MENCL, F. Stavba mostu přes Vltavu v Praze na Maninách. Národní listy. LXV, č. 167, , s. 5. [4] MENCL, F. Stavba mostu přes Vltavu na Maninách v Praze. Věstník hlavního města Prahy. XXXIII, 1926, č. 46, s [5] MENCL, F. Most Libeňský, Styl: časopis pro architekturu, stavbu měst a umělecký průmysl. XI (XVI), , č. 8 9, s [6] OUTRATA, J. J., Libeňský most. In: Hlušičková, H. (ed.) Technické památky v Čechách, na Moravě a ve Slezsku III. Praha: Libri, 2003, 225 s. [7] SOUKUP, J. Zatímní most z Libně do Holešovic. Technický obzor. XII, 1904, č. 21, s. 178 a dal. [8] SOUKUP, J. Pražské mosty. Praha, [9] VLČEK, P. (ed.) Libeňský most (Baxův most, Stalingradský most). In: Umělecké památky Prahy. Velká Praha: A L. Praha: Academia, 2012, s /2016 technologie konstrukce sanace BETON 11

14 TÉMA TOPIC v patních kloubech, posun zpět a dobetonování s vytvořením vrcholového kloubu). V obou případech je nutno vytvořit podpěrnou konstrukci, která výše uvedené operace umožní. Její náročnost bude časově a finančně minimálně stejná jako skruž pro novou konstrukci. Materiál kloubů olovo Jak již bylo uvedeno, kloubní desky jsou olověné. Olovo je vnímáno jako inertní kov, ale skutečnost je jiná. Olovo je sice méně reaktivní než železo, ale je mnohem reaktivnější než měď. Koroze olova probíhá v některých médiích velice pomalu. Typickými případy je např. atmosférická koroze a koroze olova v tvrdé pramenité vodě. V těchto prostředích dochází k tvorbě nerozpustných korozních produktů (jako jsou např. oxid olovnatý, uhličitan nebo síran olovnatý), které chrání kov proti další korozi. Naproti tomu prostředí alkalické, půdní nebo měkké vody může vést za určitých podmínek k podstatné korozi olova. Jelikož je olovo amfoterní kov, může jej koroze postihnout jak v kyselém, tak zásaditém prostředí. Průběhy korozních procesů v těchto prostředích jsou v zásadě tyto: v alkalickém prostředí zásaditých půd nebo přítomnosti zásaditých stavebních materiálů jako je cement, vápenná omítka nebo beton může docházet k tomu, že se olovo začne rozpouštět jako HPbO 2 a poté se rozštěpí na oxid olovnatý, v půdním prostředí může ke korozi docházet pod nerozpustnými kompaktními vrstvami oxidů olova se slabým nesoudržným filmem cerusitu, který může přecházet na zásadité uhličitany s příměsí oxidu olova vytvářející porézní vrstvy s malou mechanickou pevností. Pod nánosy vrstev pak může koroze olova pokračovat v případě zvýšených obsahů oxidu uhličitého, solí, síranů nebo hydroxidu vápenatého, v měkké vodě se obvykle nenachází dostatečné množství rozpuštěných látek, které by poskytly olovu ochranu v podobě nepropustných vrstev uhličitanu či síranu olovnatého. Z toho plyne, že olovo se může v měkké vodě snadno rozpouštět a může dojít k závažné korozi. Tvorba korozních produktů nezávisí jen na okolních podmínkách, ale závisí též na chemickém složení kovu. Přítomnost 24 různých nečistot může zhoršovat jak mechanické, tak chemické vlastnosti v závislosti na jejich typu a množství. Prvky jako zinek a bismut urychlují korozní procesy, oproti tomu měď, cín a stříbro nemají na rychlost koroze velký vliv. Naopak výskyt nekovových prvků, jako je síra, chlor a křemík, může v kombinaci s nekovovými nečistotami vést k velice závažnému problému. Z výše uvedeného jasně vyplývá, že ponechání stávajících kloubů je velkým rizikem a jejich důkladná kontrola je prakticky nemožná. Řešení detailu v místě vrcholového kloubu Kloub v mostovce je vždy zdrojem závad a snižuje životnost mostu. U Libeňského mostu se jedná o obloukovou konstrukci, kde dochází ve vrcholu k dilatačním pohybům. Funkční a spolehlivé řešení tohoto detailu je velmi obtížné i s ohledem na tramvajovou trať na mostě a její možné deformace. ZÁVĚR Na základě výše uvedeného je nutno jasně deklarovat následující: most má nedostatečnou únosnost, nevyhovuje na zatížení provozem tramvají dle normy, limit pro silniční vozidla byl snížen na 6 t, stáří mostu je 88 let a jeho životnost a spolehlivost jsou prakticky vyčerpány, zbytková životnost betonů je velice nízká, nelze ji jednoznačně stanovit, materiál naprosto nevyhovuje požadavkům platných ČSN a EN, současný provoz na mostě je i přes dopravní omezení vysokým rizikem pro správce mostu, který ponese odpovědnost v případě havárie, protože se jedná o konstrukci z prostého betonu, může k havárii dojít náhle v důsledku křehkého lomu a kolaps mostu nemusí být predikován žádnými indiciemi (nadměrné deformace, trhliny ad.), most omezuje tramvajovou dopravu nejen na mostě, ale i v navazujících úsecích, pouhá sanace stávajících oblouků neřeší základní problémy konstrukce ani z hlediska životnosti, ani z hlediska únosnosti. Sanace by znamenala pouze krátkodobé vizuální vylepšení vzhledu, je finančně nákladná, staticky nic neřeší, oprava mostu si vyžádá nové stavební povolení a na řadu souvisejících stavebních objektů i územní rozhodnutí a způsobí posunutí stavby o několik let, oprava lze realizovat pouze výměnou hlavních nosných prvků, je nutno použít jiné materiály a detaily podle současných předpisů, vnější vzhled a původní tvarosloví lze zachovat, ale šlo by většinou o repliku, most je v havarijním stavu již řadu let a rekonstrukci již nelze odkládat. Nedělat nic a odkládat rozhodnutí je ta nejhorší varianta. Ing. Václav Hvízdal Pontex, spol. s r. o. hvizdal@pontex.cz Příspěvky na toto téma zazněly na konferenci Mosty 2016 v Brně. Fotografie: 1 Milan Senko, 2 až 23 archiv Kloknerova ústavu, 24 TSK Obr. 24 Vizualizace nového mostu Fig. 24 Visualization of the new bridge 12 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

15 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES OPRAVA ŽĎÁKOVSKÉHO MOSTU RECONSTRUCTION OF THE ŽĎÁKOVSKÝ BRIDGE 1 Tomáš Rotter, Vladislav Hrdoušek Obloukový Žďákovský most je největším ocelovým mostem v České republice. Po 49 letech provozu byla zahájena jeho rozsáhlá rekonstrukce. V příspěvku je popsána konstrukce mostu, výsledky diagnostického průzkumu, návrh rekonstrukce a práce, které byly provedeny v roce The arch bridge in Žďákov is the largest steel arch bridge in the Czech Republic. After 49 years in service, an extensive renovation of the structure has begun. The paper describes the structure of the bridge, results of the diagnostics survey, design of the renovation and also the construction works done in Ždákovský most na silnici I/19 překonává Orlickou přehradu u Orlíka nad Vltavou. Autorem návrhu mostu je Ing. Josef Zeman z Hutního projektu Praha. Na projektu se významně podíleli prof. František Faltus a prof. Antonín Schindler. Do provozu byl uveden v roce V červnu roku 2015 byla zahájena oprava mostu, která se připravovala několik let. Předmětem opravy je výměna mostních závěrů, obnova vodotěsné izolace mostovky, obnova protikorozní ochrany ocelové konstrukce, rekonstrukce opěr, sanace povrchů betonových konstrukcí a výměna ocelových říms a zábradlí. Rekonstrukce bude probíhat po dobu tří let, v roce 2015 a v části roku 2016 za úplné uzavírky mostu. POPIS KONSTRUKCE Hlavní nosná konstrukce středního pole mostu je tvořena dvěma dvoukloubovými plnostěnnými ocelovými oblouky o rozpětí 330 m a vzepětí 42,5 m (obr. 2). Klouby oblouku jsou uloženy na železobetonových konzolách o vyložení 24,8 m. Oblouky jsou v osové vzdálenosti 13 m, mají komorový průřez o konstantní výšce mm s osovou vzdáleností stěn mm. Stěny komor jsou vzájemně propojeny příhradovým ztužením a jsou vyztuženy jednostrannými podélnými výztuhami. Patní klouby obloukových nosníků jsou ocelolitinové. Vlastní kloub se skládá z vahadla, čepu průměru 430 mm a úložné stolice. Pod stolicí je zabetonovaný ocelový roznášecí rošt s možností vsunout talířové lisy a rektifikovat polohu kloubů. Mostovku tvoří dva hlavní nosníky mostovky, příčníky a spřažená železobetonová deska. Hlavní nosníky mostovky jsou svařované, jednostěnné, nesymetrického průřezu o výšce Obr. 1 Žďákovský most, který překonává řeku Vltavu v místech Orlické přehrady Fig. 1 Žďákovský bridge over the Vltava river near Orlická damm mm a jsou v podélném směru nepo suvně uloženy ve vrcholu oblouku. V horní části stěny spolupůsobí s betonovou deskou mostovky. Na pylonech a na opěrách je trám uložen na jednoválcových ložiskách. Na pylonech je v místě ložiska doplněno kloubové podepření mostovky pro přenos vodorovné příčné reakce. Ve vodorovném příčném směru tedy působí mostovka jako spojitý ocelobetonový nosník o délce 542 m a výšce průřezu 12 m. Stojky podpírající hlavní nosníky mostovky v osové vzdálenosti po 23,4 m mají proměnnou délku od 0,5 do 41,4 m. Jsou vyrobeny ze svařovaných kruhových trub průměru 450 až mm s tloušťkou stěny 10 až 15 mm. Na obou koncích jsou zúženy a zakončeny ocelolitinovými kulovými klouby. Proti rozkmitání větrem byly dlouhé stojky dodatečně vyplněny štěrkem. Příčníky jsou umístěny po mm. Výška příčníků je 880 až mm a jejich rozpětí je 12 m. Jedná se o plnostěnné svařované nosníky průřezu I 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 13

16 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES s proměnnou výškou stěny. Horní pásnice příčníku má střechovitý sklon 2 % odpovídající sklonu vozovky, dolní pásnice je vodorovná. Příčníky jsou spřaženy s betonovou deskou mostovky prostřednictvím přivařených kozlíků. Vně hlavních nosníků jsou krátké konzoly, ke kterým je připojen římsový nosník. Spřažená železobetonová deska mostovky má základní tloušťku 180 mm. Byla vybetonována na ocelovém odníma tel ném vlnitém bednění. V původním projektu byl navržen beton druhu 250 (f), odpovídající dnešní pevnostní třídě C16/20. Deska je vyztužena žebírkovou betonářskou výztuží , doplněnou v některých částech ocelí Roxor. Na mostě je vozovka šířky 10,5 m 3 a dva chodníky šířky 1,25 m. Celková tloušťka vozovkového a izolačního souvrství činí 120 mm, chodníkového souvrství 50 mm. Zábradlí má výšku mm. Celková šířka mostovky je mm. Železobetonové pylony nad patkami oblouku jsou dvoudříkové, 46,9 m vysoké. Průřez jednoho dříku pylonu má rozměr 4,8 3,3 m. Ve vrcholu jsou oba dříky propojeny rámovou příčlí. Celková hmotnost ocelové konstrukce činí t, z toho oceli třídy S355 je t a oceli S235 je t. 4 2 Obr. 2 Dispozice mostu Fig. 2 Layout of the bridge Obr. 3 Hlava pylonu se zaparkovanou revizní lávkou, poškozený podélný odvodňovací žlab a koroze hlavního nosníku Fig. 3 Head of a pylon with a parked service walk, damaged longitudinal drainage channel and corroded main beam Obr. 4 Římsa nad pylonem Fig. 4 Ledge above the pylon Obr. 5 Pravobřežní opěra zatékání vlivem netěsnosti mostního závěru Fig. 5 Brace on the right bank leaking in due to lacking tightness of the bridge lock Obr. 6 Výkvěty v pracovní spáře na levobřežní opěře Fig. 6 Eflorescence in the construction joint on the brace on the left bank DIAGNOSTICKÝ PRŮZKUM MOSTU V letech 2008 až 2011 byl proveden rozsáhlý diagnostický průzkum mostní konstrukce, který podrobně popsal stav konstrukce a rozsah závad. Současně byl ověřen materiál ocelové konstrukce. Provedený průzkum byl podkladem pro dokumentaci pro zadání opravy mostu. Bylo zjištěno, že ocelová konstrukce oblouků nevykazuje statické závady ani korozní oslabení a je (s výjimkou některých detailů) v dobrém stavu. Byla zjištěna pouze lokální povrchová koroze. Stav protikorozní ochrany odpovídá jejímu stáří. Rovněž stav BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

17 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES kloubů oblouků a ocelových stojek nevykazuje žádné statické závady a korozní oslabení. Na hlavních nosnících mostovky a na příčnících byla zjištěna koroze v místech dlouhodobého zatékání, které bylo způsobeno zcela nefunkčními žlaby podélného odvodnění mostu (obr. 3). Větší koroze byla zjištěna na konzolách příčníků a na římsovém nosníku v důsledku zatékání kolem připojení sloupků zábradlí. Ocelová válcová ložiska na opěrách Poznámka: 3D pohled, podélý směr mostovky je ve směru osy X 9a 9b Obr. 7 Pylon separace krycí vrstvy, koroze výztuže Fig. 7 Pylon separation of the cover layer and the corrosion of the reinforcement Obr. 8 Struktura betonu na konzole pod ložiskem oblouku, stav po padesáti letech Fig. 8 Structure of the concrete on the cantilever under the arch bearing after 50 years of service Obr. 9 a) Skenování výztuže radarem, b) ukázka počítačového zpracování radarového měření Fig. 9 a) Scanning of the reinforcement with a radar, b) example of the computer processing of the radar measurements Obr. 10 Zatékání a výkvěty na dolním líci desky na konci příčníku Fig. 10 Leaking and efflorescence at the bottom face side of the slab at the end of the cross beam a na pylonech jsou ve velmi dobrém stavu a budou po repasi znovu použita. Vážné závady byly zjištěny na obou atypických mostních závěrech, umístěných na obou koncích mostu, jejichž stav byl klasifikován jako havarijní. Příčinou závad a poškození jak koncového příčníku mostovky, tak opěr mostu byla netěsnost mostního závěru. Proto byla přijata již před několika lety příslušná dopravní omezení. Stav betonové spodní stavby je výrazně ovlivněn nedostatečným krytím betonářské výztuže a dlouhodobým zatékáním (obr. 5 až 7). U opěr se jedná o již zmíněné zatékání v místech mostních závěrů do komory opěr, po pylonech voda stékala z nefunkčních odvodňovacích svodů. Betonové konstrukce spodní stavby jsou narušeny četnými trhlinami s výluhy, degradací betonu a separací krycí vrstvy. Rovněž u betonových konzol, na kterých jsou uloženy klouby ocelových oblouků, byly zjištěny poruchy v podobě trhlin a lokální degradace betonu (obr. 8). Pro ověření alkalické reakce kameniva byly odebrány dodatečně vzorky betonu. Betonová deska mostovky byla diagnostikována pouze zdola. Bylo zjištěno, že dochází ojediněle k průsakům nad hlavními nosníky mostovky a nad příčníky. Stav korozního napadení betonářské výztuže desky nebyl při diagnostice zjišťován. Hloubka karbonatace byla zjištěna v rozsahu 8 až 15 mm. Na základě zkou šek odebraných vývrtů byl beton mostovky zatříděn do pevnostní třídy minimálně C35/45. Dále byly provedeny zkoušky pevnosti v tahu povr- 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 15

18 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 11a 11b 11c 11d chových vrstev a zkoušky chloridových iontů. Mostovka s rezervou splňovala požadované parametry. Zvýšené koncentrace chloridů v betonu byly zjištěny pouze v místech zatékání vody, tj. v úložném prahu opěr pod mostními závěry a na stropní desce ve výklencích hlav pylonů. Přestože v letech 2008 až 2011 proběhl rozsáhlý diagnostický průzkum konstrukce, tak se po zahájení prací ukázalo, že při jeho vyhodnocení nebyl zcela vystižen skutečný stav mostu. Po zahájení opravy a sejmutí vozovky a izolace byla na dvou místech dodatečně odhalena betonářská výztuž, která nevykazovala známky koroze. Radarem bylo ověřeno uspořádání betonářské výztuže (obr. 9). PROBÍHAJÍCÍ OPRAVA Oprava mostu byla zahájena v červnu 2015 a podle smlouvy a upraveného harmonogramu práce potrvají do září V roce 2015 byla v průběhu června snesena vozovka včetně izolace a bylo přikročeno k rekonstrukci levobřežní opěry (obr. 11a až d). Byl odstraněn mostní závěr, hlavní nosníky mostovky byly provizorně podepřeny PIŽMO konstrukcí, byla vyjmuta ložiska a odbourána část opěry a křídel. Teprve při bourání se ukázalo, že beton opěry a křídla je v horším stavu, než bylo odvozeno z průzkumu pro zadávací dokumentaci (DZS). Kompaktní místa střídala štěrková hnízda a oblasti betonu z těženého kameniva prokládaného kameny s minimální soudržností. Také v přechodové oblasti za opěrou se muselo odstranit větší množství materiálu. Tak došlo k významnému překročení předpokládaného rozsahu prací. V průběhu těchto činností se urychleně po částech dopracovávala realizační dokumentace (RDS) a příslušné technologické předpisy (TePř). Opačná situace vznikla na mostovce. V DZS se předpokládalo vybourání desky mostovky v šířce cca 2 m od kraje desky po obou stranách mostovky v celé délce mostu. Nutná šířka pro vybourání byla podmíněna destruktivním průzkumem při provádění opravy po odstranění izolace. U pravobřežní opěry byla vybourána část desky kolem odvodňovače a bylo zjištěno, že výztuž desky je bez závad a že horní pásnice příčníku a kozlíky (prvky spřažení) jsou bez koroze (obr. 12 a 13). Od bourání desky mostovky v uvažovaném rozsahu podle DZS bylo upuštěno. Metodou radarového 3D skenování bylo ověřeno, že v oblasti kladných i záporných ohybových momentů desky je potřebné množství výztuže. Tryskáním vodou o tlaku cca bar se následně potvrdilo, že použitý beton je kvalitní a na jeho povrchu jsou pouze vlasové trhliny. Složitý byl výběr typu vodotěsné izolace. V DZS bylo navrženo, že původní pásová izolace bude nahrazena izolací stříkanou. Výsledkem dlouhých jednání je použití stříkané izolace Sikalastic s ochranou litým asfaltem a dvouvrstvá vozovka v celkové tloušťce 120 mm. Velká pozornost byla věnována návrhu a projednání všech detailů týkajících se izolace, návrhu protispádu a podélného odvodnění, úpravám ocelové konstrukce pod chodníkem a úpravám chodníku s přímopochozí izolací. Dále byl hledán vhodný typ mostního závěru. Bude použit lamelový mostní závěr Maurer XL300 v nehlučném provedení. Nové řešení odvodnění přechodové oblasti zajistí minimální množství srážkové vody, která bude přetékat přes mostní závěr. 16 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

19 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES Složitá jednání probíhala ve věci nového zábradlí. V DZS bylo navrženo zábradlí z otevřených profilů. S tímto návrhem nesouhlasil památkový úřad, který požadoval věrnou kopii původního zábradlí z uzavřených profilů. Projekt musel být přepracován. Nové zábradlí bude montováno z dílců délky mm a jednotlivé dílce budou spojovány šroubovými spoji. V průběhu zimních měsíců roku 2016 byly vyrobeny nové ocelové římsové nosníky a byla zahájena výroba nového zábradlí. Zásadní otázkou byla volba protikorozní ochrany ocelové konstrukce. Bude použit čtyřvrstvý nátěrový systém s hmotami od firmy Hempel v celkové tloušťce 360 μm. Na reprezentativních částech ocelové konstrukce byly provedeny referenční zkoušky s různou přípravou povrchu. Zkoušky budou vyhodnoceny v průběhu roku Spolu s pracovníky památkové péče byly určeny výsledné odstíny RAL pro jednotlivé částí konstrukce. Barevné řešení se co možná nejvíce shoduje s původním. Koncem roku 2015 se využilo velmi nízké hladiny vody v Orlické přehradě k provedení sanací betonových povrchů patek a konzol pod obloukem, které jsou za normálního stavu hladiny pod vodou. Byla provedena lokální sanace štěrkových hnízd a trhlin použitím speciálních sanačních materiálů. Oprava patek bude dokončena v roce V prosinci roku 2015 se provedlo opatření pro provizorní zprovoznění Žďákovského mostu v jednom jízdním pruhu s provozem řízeným signalizací pro vozidla celkové hmotnosti do 3,5 t. Provizorní provoz skončil 31. března 2016 a od 1. dubna je most opět uzavřen pro veškerou dopravu. Obr. 11 Levobřežní opěra: a) provizorní podepření mostovky, b) odhalený beton křídla opěry, c) vlepená výztuž v pracovní spáře, d) repasované a znovu osazené ložisko Fig. 11 Brace on the left bank: a) makeshift support of the deck, b) revealed concrete of the brace wing, c) glued-in reinforcement, d) repaired and fastened bearing Obr. 12 Podhled železobetonové desky mostovky nad příčníkem, stav po padesáti letech Fig. 12 Soffit of the reinforced concrete bridge slab above the cross beam after 50 years of service Obr. 13 Vybouraná část desky mostovky, výztuž nad příčníkem Fig. 13 Broken in part of the deck slab, reinforcement above the cross beam Obr. 14 Žďákovský most pohled z levého břehu Fig. 14 Žďákovský bridge view from the left bank ZÁVĚR V průběhu celé opravy Žďákovského mostu je kladen důraz na kvalitu prováděných prací. Složité projednávání změn během výstavby, bez kterých se obvykle rekonstrukce neobejde, by již nemělo ovlivňovat volbu optimálního technického řešení a plnění harmonogramu opravy. Na jaře 2016 se práce potěšitelně rozběhly a dá se tak předpokládat, že k 50. výročí bude most v plné kráse sloužit dopravě. Příspěvek na toto téma zazněl na konferenci Mosty 2016 v Brně. Zadavatel ŘSD ČR, správa České Budějovice Pontex, s. r. o., ve spolupráci Diagnostický s Kloknerovým ústavem ČVUT průzkum v Praze Materiálové zkoušky ocelové konstrukce MMV, s. r. o., Ostrava-Vítkovice, Laboratoř 943 Projektant Pontex, s. r. o. Zhotovitel Colas CZ, a. s. Technický dozor Pragoprojekt Praha, a. s. Supervize Fakulta stavební ČVUT v Praze doc. Ing. Tomáš Rotter, CSc. rotter@fsv.cvut.cz Fakulta stavební ČVUT v Praze doc. Ing. Vladislav Hrdoušek, CSc. Fakulta stavební ČVUT v Praze Fotografie: 1 Žďákovský_most, 2 až 14 archiv autorů článku 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 17

20 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES REKONSTRUKCE ŽELEZNIČNÍHO MOSTU V PRAZE HOSTIVAŘI RECONSTRUCTION OF A RAILWAY BRIDGE IN PRAGUE HOSTIVAŘ Jan Sýkora, Jiří Lukeš Článek popisuje rekonstrukci železničního mostu nad ulicí Průmyslovou v Praze Hostivaři. Nosná konstrukce z předpjatých železobetonových nosníků včetně opěr byla zesílena a sanována. Část nosníků byla nahrazena spřaženými ocelobetonovými konstrukcemi. The article describes reconstruction of a railway bridge over the Průmyslová street in Prague-Hostivař. The load bearing structure of prestressed girders was strengthened and repaired. Some of the prestressed girders were replaced by composite steel concrete structures. Rekonstrukce mostu, který překonává veřejné chodníky a městskou komunikaci Průmyslová, je součástí stavby Optimalizace traťového úseku Praha-Hostivař Praha hl. n. a propojuje IV. tranzitní železniční koridor s železničním uzlem Praha a železniční stanicí Praha hl. n. PRŮZKUMY PŘED PROJEKTEM A V PRŮBĚHU STAVBY Na mostě byl v roce 2007 proveden geologický, geotechnický a částečný stavebně technický průzkum, jehož součástí byla i geologická sonda. Při návrhu byl také použit archivní vrt a pro průzkum spodní stavby diagnostické vrty do opěry a křídla. Při diagnostickém průzkumu nosné konstrukce mostu KT nosníku po odbourání závěrné zdi byla zjišťována objemová hmotnost betonu, hloubka karbonatace (pomocí fenolftaleinu) a pevnost betonu na vývrtech. Dle zkoušek byl beton opěr a křídel zařazen do třídy C30/37 a beton úložného prahu do třídy C35/45. Počet a stav předpínacích lan byl zjištěn po odbourání dobetonovaného čela. Všechny kotvy byly dobře zalité, dobetonávky kvalitní, bez stop zatékání, jen lokální povrchová koroze. Nebyla nalezena porucha svědčící o poklesu úrovně předpětí. Otevřením injektážní trubky bylo zjištěno plné vyplnění injektážní maltou. Pevnost betonu prefabrikovaného nosníku převyšuje třídu C45/55. Povrch líce opěry byl nedestruktivně vyšetřen v celé délce do výšky cca 1,5 až 2 m nad chodníkem. Po vyjmutí KT nosníků určených k demolici byl jeden nosník podrobněji zdokumentován z hlediska rozměrů, počtu a rozvržení měkké a tvrdé výztuže, stavu zainjektovaných kanálků a stavu předpínací výztuže včetně kotevních hlav a byla potvrzena shoda s typovou dokumentací nosníků. Dalším požadavkem na průzkumné práce v průběhu stavby bylo ultrazvukové prověření všech válců ložisek. U jednoho z válců byly zjištěny defektoskopické vady a byl nahrazen z výzisku z ostatních konstrukcí, u několika válců byl mírně zmenšen průměr válce z důvodu přímkové koroze, na jednom ložisku došlo k otočení válců o 90 o. Obr. 1 Příčný řez nosnou konstrukcí v I. etapě dle zadávací dokumentace Fig. 1 Cross section of the load bearing construction during the phase I according to the structural engineering documentation Obr. 2 Příčný řez nosnými konstrukcemi pod nástupištěm II. etapa Fig. 2 Cross section of the load bearing structures under the platform phase II Obr. 3 Příčný řez nosnými konstrukcemi SOBK ve II. etapě Fig. 3 Cross section of the load bearing composite steel concrete structures during phase II STRUČNÝ POPIS MOSTU Původní mostní konstrukce se skládala z osmnácti prefabrikovaných KT nosníků z dodatečně předpjatého betonu o rozpětí 26 m (délky 27 m) a výšce 1,8 m. Příčně byla nosná konstrukce sestavena tak, že pod každou ze sedmi kolejí byly dva nosníky a na čtyřech nosnících kolej osazena nebyla. Předpjaté nosníky byly v podélném směru seskládány na stavbě ze tří prefabrikovaných segmentů a na místě dodatečně předepnuté. Čtyři dvojice vnitřních KT nosníků byly osazené na mírně zvýšeném úložném prahu. Mezi dvojicí nosníků pro jednu kolej byly vloženy železobetonové desky, které podepíraly kolejové lože. Každý nosník byl uložený na benešovské opěře (O1) na dvojici odlévaných válcových ložisek I.V.6. a na pražské opěře (O2) byla ložiska pevná odlévaná stojanová typ I.P.6. Původní římsy na mostě byly železobetonové prefabrikované kotvené pomocí svorníků do výztuže prefa nosníku (tzv. KO konzoly). Opěry byly masivní betonové s hranou úložného prahu 5,25 m nad chodníkem a délkou 45,59 m, plošně založené. Úložné železobetonové prahy měly tloušťku mm. Povrch úložných prahů byl v různých výškách. Pod kolejemi č. 1 až 5 byla úroveň úložného prahu zvýšená. Závěrnou zeď tvořil prefabrikovaný železobetonový prvek osazený do kalichu. Líc opěr byl opatřen ztraceným bedněním ze železobetonových panelů. V líci opěr byly niky pro osazení odvodňovacích svodů (pro každou dvojici KT nosníků jeden) procházejících ke stávající kanalizaci v chodníku a komunikaci. Spodní stavbu dále tvořil a vpravo od trati dvojice masivních šikmých křídel z prostého betonu, která byla na konci obsypána zemním kuželem. KONCEPCE REKONSTRUKCE Nové řešení mostního objektu je podřízeno nové konfiguraci kolejiště a nástupišť v železniční stanici Praha-Hostivař. Změny v kolejišti se týkají jednak směrového posunu přímých kolejí a jednak vložení směrových oblouků a osazení standardního nástupiště s nástupištní hranou 550 mm nad temenem kolejnic. Původní KT nosníky jsou posunuty do nové polohy tak, aby osa každé dvojice nosníků korespondovala s novou osou koleje (obr. 1). Pro odstranění podélné otevřené spáry pod kolejí a současně pro odstranění dělené konstrukce pod jednou kolejí jsou dvojice nosníků spojeny spřahující železobetonovou deskou, která také přispívá ke zvýšení zatížitelnost KT nosníků. V oblasti nástupiště a s ním sousedících kolejí je takto propojeno celkem pět nosníků (obr. 2). Konstrukce nástupiště je v oblasti závěrných zdí dilatovaná od konstrukcí za opěrami a stejně tak i kabelovod umístěný v nástupišti. Čtyři původní prefabri kované nosníky nejblíže k výpravní budově, které nevyhovovaly novému směrovému vedení koleje (překročení povolené excentricity a značná šikmost koleje směrem k nástupišti kolej o poloměru 760 m), byly nahrazeny novými spřaženými ocelobetonovými konstrukcemi (SOBK) nové koleje č. 1 a 3. Nové mostní konstrukce byly navrženy na účinky zatěžovacích schémat LM-71 (vlak UIC) s klasifikačním součinitelem α = 1,21 dle ČSN EN BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

21 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES Výsledná zatížitelnost byla stanovena podle drážních předpisů na základě statického výpočtu a pro KT nosníky činí 1,22 vlaku UIC a pro SOBK činí 1,21 vlaku UIC. Důsledkem prostorových možností, limitovaného omezení provozu na ulici Průmyslové a dané doby výstavby (která byla od doby zpracování projektu ještě zkrácena o dalších 20 %) bylo řešení s vícepodlažní metodou realizace. Nosníky byly vyzvednuty o cca 2 m nad definitivní polohu a osazeny půdorysně do nové polohy. Poté probíhaly práce na spřahujících deskách, na sanaci nosníků, rekonstrukci úložných prahů částečně i v souběhu se sanací líce opěr. Rekonstrukce byla rozdělena do dvou časových etap při zajištěném železničním provozu. Stávající nosná konstrukce z dodatečně předpjatých nosníků KT byla využita a zesílena spřahující deskou z betonu C30/37 XC4, XF2, XD1 tloušťky 200 až 240 mm. Deska je spojena s konstrukcí KT nosníků spřahujícími trny z betonářské výztuže vlepenými do vyvrtaných otvorů mimo trasy kabelových kanálků. Dodatečná spřahující deska v tomto případě nepřitížila předpínací lana a navíc přispěla k mírnému zvýšení zatížitelnosti nosníku. V desce je po obvodu osazen dilatační závěr (kolmo i podél koleje). Čela nosníků zůstávají volná a je umožněn vstup do nosníků. Pro SOBK v koleji č. 1 byla navržena ocelová konstrukce se třemi nosníky, v koleji č. 3 (poloměr 760 m) se čtyřmi nosníky (obr. 3). Ocelové konstrukce mostů jsou celosvařované, jakost oceli S355 J2+N, resp. S355K2+N dle ČSN EN , výrobní skupina EXC3 dle ČSN EN Rozpětí hlavních nosníků je 25,95 m, výška nosníků 1,6 m. Obě konstrukce jsou navrženy s roztečí hlavních nosníků 1,8 m. Prostorová tuhost samotné ocelové konstrukce je zajištěna rámovým příčným ztužením a masivními koncovými příčníky, celková tuhost nosné konstrukce je zvýrazněna spřažením se železobetonovou deskou. Spřahující deska ze železobetonu C30/37 XC4, XF2, XD1 minimální tloušťky 240 mm je v případě SOBK uložena do ztraceného bednění EMJ ze sklolaminátu s výztužnými žebry s ocelovou pásovinou. Protikorozní ochrana ocelových konstrukcí je kombinovaná. 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 19

22 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES Obr. 4 Práce na úložném prahu pod zvednutými nosníky I. etapa Fig. 4 Works on the footing sill under the lifted girders phase I Obr. 5 Příprava betonáže spřahující desky I. etapa Fig. 5 Preparation of the connecting slab phase I Obr. 6 Práce na úložném prahu pod zvednutými nosníky II. etapa Fig. 6 Works on the footing sill under the lifted girders phase II Obr. 7a,b Manipulace a překládání KT nosníků I. etapa Fig. 7a,b Moving and fitting the KT girders phase I Obr. 8 Manipulace s KT nosníky II. etapa Fig. 8 Moving and fitting the KT girders phase II 7a 8 7b 20 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

23 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES Obr. 9 Podepření zdvižených KT nosníků Fig. 9 Supports of the lifted KT girders Obr. 10 Manipulace s KT nosníky II. etapa Fig. 10 Moving the KT girders phase II Obr. 11 Osazené ocelové konstrukce mostů se ztraceným bedněním Fig. 11 Fitted steel bridge structures with lost formwork Obr. 12 Zatěžovací zkouška ztraceného bednění: a) průběh zkoušky, b) schéma Fig. 12 Loading test of the lost formwork: a) course of the test, b) scheme a 11 ÚPRAVA STÁVAJÍCÍCH NOSNÝCH KONSTRUKCÍ S VYUŽITÍM ČÁSTI PŮVODNÍCH KT NOSNÍKŮ Vzhledem k poměrně dobrému stavu původních KT nosníků bylo v realizační dokumentaci navrženo využití třinácti původních nosníků i v novém stavu konstrukce. Úprava kolejiště si nicméně vyžádala zásadní změny v jejich uspořádání a návrh dvou nových spřažených ocelobetonových konstrukcí. Původní betonové nosníky bylo potřeba uložit do nových poloh a pět nevyhovujících přemístit z mostu na plochu určenou k jejich demolici. Po změně uspořádání KT nosníků bylo potřeba vybetonovat na nosnících spřahující železobetonovou desku. Vzhledem k velmi omezenému času pro realizaci prací a současnému požadavku na vybudování nových částí úložných prahů a provedení rozsáhlé repase původních ložisek bylo nutné práce na nosné konstrukci provádět ve zvednuté pozici cca 2 m nad úložnými prahy, tak aby současně mohly probíhat i práce na spodní stavbě. Všechny práce byly navíc prováděny za plného provozu v ulici Průmyslová, která prochází pod rekonstruovaným mostem a patří mezi nejvytíženější komunikace v Praze. Pouze výjimečně došlo ke krátkodobým úplným uzavírkám komunikace. MANIPULACE S KT NOSNÍKY Betonové KT nosníky o hmotnosti cca 120 t byly zvedány a přemisťovány do nových poloh pomocí dvojice autojeřábů 350 t (první etapa výstavby) a pásového jeřábu 800 t (druhá etapa výstavby) (obr. 7a,b a 8). Uložení ve zvednuté pozici bylo provedeno pomocí soustavy PIŽMO, kterou zhotovitel musel navrhnout v zúženém 12b rastru sloupů 1 m z důvodu minimalizace zásahu do přilehlé komunikace (obr. 9). Po dokončení realizace nových úložných prahů a provedení spřahujících železobetonových desek byly konstrukce spuštěny do projektovaných výšek o cca 2 m níže pomocí soustavy hydraulických lisů a nízkých podpor z PIŽMO sloupků umísťovaných přímo na nové úložné prahy. Veškeré manipulace musely být prováděny v krátkých úplných uzavírkách ulice Průmyslová včetně nepřetržité práce v noci. 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 21

24 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 13a 13b Obr. 13a,b Ocelová konstrukce mostu se ztraceným bedněním Fig. 13a,b Steel structure of the bridge with the lost formwork Obr. 14 Osazování ocelové konstrukce mostu Fig. 14 Fitting the steel structure of the bridge Obr. 15 Pohled na opěru před zahájením sanace Fig. 15 View to the support before start of the repair process Obr. 16 Poškození původního prefa ztraceného bednění opěry Fig. 16 Original damaged precast lost formwork of the support Obr. 17 Pohled na dokončenou sanaci opěry a nosníků Fig. 17 Completed repair of the support and load bearing girders Obr. 18a,b,c Prefabrikovaná římsa Fig. 18a,b,c Precast cornice POUŽITÍ ZTRACENÉHO BEDNĚNÍ PRO BETONÁŽ DESKY SPŘAŽENÉ OCELOBETONOVÉ KONSTRUKCE V projektu byly navrženy dvě nové ocelobetonové spřažené konstrukce nahrazující část původních KT nosníků zejména z důvodu jiného uspořádání kolejiště na mostě (obr. 11). Tyto konstrukce bylo nutné realizovat za ne omezeného provozu v ulici Průmyslová pod mostem. Současně byl výrazně zkrácen čas vyhrazený pro samotnou konstrukci mostu z důvodu prodloužení časů navazujících prací v okolí mostu nutných pro zdárné ukončení výluky. Z tohoto důvodu navrhl zhotovitel upravit technologii realizace spřahujících železobetonových konstrukcí s použitím sklolaminátových panelů ztraceného bednění. Vzhledem k nutnosti provedení ztraceného bednění i v konzolové části desky nesoucí nové prefabrikované římsy bylo potřeba vyrobit zcela atypické sklolaminátové panely. Toto řešení si rovněž vyžádalo provedení zatěžovací zkoušky atypického panelu pro ověření statické funkčnosti ve stavu betonáže desky i pro definitivní stav především konzoly desky u krajního nosníku. Tato zkouška byla provedena ve výrobně dodavatele sklolaminátových panelů a potvrdila výpočtové parametry panelů i jejich vhodnost pro tuto aplikaci (obr. 12a,b). Panely ztraceného bednění byly osazovány na ocelové konstrukce ještě před jejich uložením do definitivní pozice (obr. 13a,b a 14). Tato operace zabrala pouze jeden den prací na stavbě. Mostní konstrukce byly následně mobilním jeřábem usazeny do projektované polohy. Po usazení konstrukcí bylo možné ihned zahájit armovací práce a přípravu na betonáž spřahujících desek bez jakéhokoliv omezení provozu pod mostem. Zvolené řešení, které bylo nad rámec předpokladů projektu, umožnilo dodržení napjatého harmonogramu prací a zajistilo bezpečnost provozu pod mostem. Návrh ztraceného bednění si vyžádal pečlivou přípravu včetně provedení zkoušky průhybu panelů, zejména z důvodu požadavku na provedení panelů i v konzolové části železobetonové desky. Při návrhu této technologie byla rovněž nutná součinnost s projektantem mostu, který dle zadání zhotovitele ve velmi krátkém čase upravil kompletně výztuž spřahujících desek vyhovující pro daný účel. Použití panelů ztraceného bednění se ukázalo jako velmi efektivní náhrada klasického bednění zejména kvůli omezenému přístupu pod most a nutnosti minimalizace času potřebného pro bednění. SANACE BETONOVÝCH POVRCHŮ Veškeré stávající betonové konstrukce mostu prošly rozsáhlou sanací povrchů včetně injektáží trhlin. Jako nejvíce problematická se ukázala sanace povrchů opěr. Opěry byly provedeny s obložením železobetonovými obkladovými panely jako ztraceným bedněním. Projekt mostu předpokládal dle provedených průzkumů povrchovou sanaci těchto panelů standartními sanačními postupy BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

25 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES Po zahájení tryskání povrchů a odstraňování degradovaného betonu bylo zjištěno, že výztuž panelů je silně zasažena korozí a degradovaný beton zasahuje téměř na celou tloušťku obkladových panelů (obr. 15 a 16). Na základě zjištěného stavu bylo operativně rozhodnuto o odstranění obkladových panelů a jejich náhradě betonovým povrchem ve stejné tloušťce jako původní panely. Zhotovitel pro tento účel navrhl technologii, která kombinovala použití stříkaného betonu vyztuženého kari sítěmi kotvenými do podkladu a zahlazení povrchu s finální tenkovrstvou stěrkou. Ve finálním povrchu byly vytvořeny svislé drážky, díky kterým byl zachován původní vzhled konstrukce, a jejich umístění bylo navíc upraveno tak, aby vyznačovaly polohu zabudovaných svislých svodů, což může v budoucnu pomoci v případě nutnosti zásahu do systému odvodnění (obr. 17). NÁVRH PREFABRIKOVANÉ ŘÍMSY Vzhledem k nutnosti maximálního zkrácení časů pro realizaci a minimalizaci rizik plynoucích z provádění prací nad 17 rušnou Průmyslovou ulicí navrhl zhotovitel s projektantem změnu konstrukce římsy z monolitické na prefabrikovanou. Každá římsa byla rozdělena na devět dílců o hmotnosti každého cca 2,5 t. Římsy byly vyrobeny s vloženou vylamovací výztuží, která následně po osazení umožnila spřažení římsy s nosnou konstrukcí. Montáž říms byla provedena při částečných omezeních jízdních pruhů pod mostem (obr. 18 a až c). Návrh prefabrikovaných říms výrazně přispěl k dodržení časů výluky na mostě a zajištění bezpečného provozu pod mostem. ZATĚŽOVACÍ ZKOUŠKY Před uvedením mostu do provozu byla provedena technicko-bezpečnostní zkouška ve formě statické zatěžovací zkoušky podle ČSN metodou měření průhybu ve dvou měřicích bodech a měření zatlačení ložisek. Zatížení bylo vyvoláno dvojicí kolejových jeřábů EDK750 (obr. 19). V druhé etapě výstavby bylo dle původního zadání projektu součástí zatěžovacích stavů i měření dynamické odezvy konstrukce vyvolané dieselovou lokomotivou v režimech rozjezdu, 18a 18b 18c 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 23

26 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 19 Obr. 19 Zatěžovací zkouška kolejovými jeřáby I. etapa Fig. 19 Loading test by track construction cranes phase I Obr. 20 a) Lokomotiva ř. 749 při dynamické zkoušce, b) měřicí zařízení posunu koleje Fig. 20 a) Engine of the 749 series during the dynamic test, b) equipment measuring the shift of the rails 20a brzdění a průjezdu. Měřena byla napětí v kolejnici, posuny závěrů a ložisek a relativní pohyb kolejnice vůči mostovce (obr. 20a,b). Zatěžovací zkouška prokázala zvýšení únosnosti rekonstruovaných konstrukcí a potvrdila předpokládané chování nově zesílené konstrukce při železničním provozu na mostě. Z časového průběhu dráhy bylo možné zjistit okamžité hodnoty rychlosti a zrychlení a následně tak stanovit dynamické účinky zatížení přenášené do konstrukce v režimech rozjezd, brzda, průjezd lokomotivou řady 749 (Bardotka). Naměřené hodnoty napětí v kolejnicích korespondují s teoretickými hodnotami získanými metodou MKP. Největší hodnoty napětí 9,6 MPa byly zaznamenány při průjezdu maximální rychlostí 54,4 km/h. Největší dynamická síla 245,4 kn byla zaznamenána při brzdění z rychlosti 36,3 km/h, kdy se lokomotiva zastavila přední nápravou cca 2,6 m za mostním závěrem. Výsledky dynamické odezvy podrobně zdokumentovaly chování mostní konstrukce, která reaguje na vnesené zatížení adekvátním způsobem, a zároveň je lze případně využít jak ve fázi navrhování nových, tak i ověřování stávajících objektů podobného typu. ZÁVĚR Železniční most nad Průmyslovou ulici prošel rozsáhlou rekonstrukcí v komplikovaném prostoru nad nejrušnější pražskou komunikací a ve velmi krátkém časovém období cca deseti měsíců prací. V průběhu výstavby muselo být provedeno mnoho úprav původní zadávací 20b dokumentace vyplývající ze skutečných zjištěných stavů konstrukcí. Vhodnou úpravou technologií realizace a operativními změnami projektu byl dodržen krátký čas realizace a vysoké požadavky na kvalitu prováděných prací. Projektová dokumentace a autorský dozor Generální dodavatel Realizace mostního objektu Dodavatel panelů ztraceného bednění SUDOP Praha, a. s, IKP CE, spol. s r. o., Pragoprojekt, a. s. Sdružení Viamont DSP, a. s., Eurovia CS, a. s., a GJW Praha, spol. s r. o. Metrostav, a. s., Divize 5 ABM Mosty, s. r. o. Ing. Jan Sýkora Pragoprojekt, a. s. sykora@pragoprojekt.cz Ing. Jiří Lukeš Metrostav, a. s. jiri.lukes@metrostav.cz 24 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

27 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES REKONSTRUKCE MOSTU LANOVÉ DRÁHY NA PETŘÍN RECONSTRUCTION OF THE CABLE CAR BRIDGE TO THE PETŘÍN HILL Tomáš Bubeník, Jan Komanec V září 2015 byla zahájena rekonstrukce mostu lanové dráhy na Petřín v Praze. Hlavním důvodem bylo dlouhodobé sesouvání petřínského svahu, a tím i posun stávajícího mostu. Již na počátku projektových prací padlo zásadní rozhodnutí o tom, že nový most bude montován z dovezených prefabrikátů. Betonáž na místě byla s ohledem na zimní období, parkové komunikace ve svahu dosahujícím až 29 % a zvýšený pohyb chodců zavržena. Reconstruction of the cable car bridge to the Petřín hill in Prague was commenced in September The main reason was a long term landslide of the Petřín hill resulting in a shift of the existing bridge. At the very beginning the substantial decision was made to build the new bridge from precast elements brought to the site. The idea of onsite concreting was cast aside due to the winter season, the communications in the park of the gradient ration of up to 29% and high occurrence of pedestrians. HISTORIE Lanová dráha na Petřín byla vybudována při příležitosti Všeobecné zemské jubilejní výstavy v roce Návštěva Klubu českých turistů v Paříži v roce 1889 inspirovala ke stavbě Petřínské rozhledny zmenšené podoby Eiffelovy věže. Vzhledem k tomu, že se rozhledna nacházela relativně vysoko nad městem, byl ihned vypracován projekt na stavbu lanové dráhy. Obě stavby se začaly stavět v roce 1890 a lanovka byla uvedena do provozu 25. července Se svou šikmou délkou 396,5 m byla nejdelší lanovkou v tehdejším Rakousku-Uhersku. Z prostorových důvodů byla stavba provedena jen jako tříkolejná (s výhybnou uprostřed) a její délka činila 383 m. Horní stanice byla v blízkosti dnešní zastávky Nebozízek a lanová dráha byla vedena 1a 1b Obr. 1 a) Půdorys, b) podélný řez, c) příčné řezy Fig. 1 a) Layout, b) longitudinal section, c) cross sections 1c v přímce, takže dolní stanice se nacházela poněkud severněji než dnes. Lanovka měla rozchod mm a uprostřed kolejí brzdicí ozubnice. K pohonu se využívalo systému vodní převahy, kdy se do nádrže vozu v horní stanici napustilo takové množství vody, aby vytáhlo vůz s cestujícími jedoucí nahoru. Dole se voda vypustila a celý proces se opakoval. Vozy dodala společnost Ringhoffer a na dráze vydržely beze změn do 1. světové války, kdy bylo Družstvo rozhledny na Petříně, provozovatel dráhy, donuceno provoz zastavit. Provoz na vodní převahu byl drahý, několikrát byl kvůli nedostatku vody přerušen a k modernizaci lanovky na elektrický pohon v té době nedošlo. Po válce se několikrát podařilo vyjet, avšak pravidelný provoz se obnovit nepodařilo. V roce 1921 byl provoz definitivně zastaven a těleso dráhy začalo chátrat. 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 25

28 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 2a 2b 2c O obnově dráhy se jednalo ve dvacátých letech, ale až v roce 1931 bylo rozhodnuto o znovuvybudování lanovky při příležitosti všesokolského sletu v roce Provoz lanovky převzaly Elektrické podniky hlavního města Prahy a na přelomu let 1931 a 1932 proběhla náročná rekonstrukce prováděná ČKD. Aby dráha mohla snadněji plnit přepravní požadavky, bylo rozhodnuto v horní části lanovku prodloužit, přeložit dolní část a vést jí blíže k zastávce tramvají na Újezdě. Současně s tím byla lanová dráha z tříkolejnicové přestavena na běžnou dvoukolejnicovou dráhu se samočinnou Abtovou výhybkou uprostřed (ta nemá žádné mechanické části, vychází z toho, že kaž dý ze dvou vozů má na jedné straně zdvojený okolek, který ho automaticky vede na svou kolej). Rozchod byl změněn na stávající, tj mm 3a (jediné použití na lanovce v Čechách a na Slovensku), pohon byl změněn na elektrický. Již 5. června 1932 vyjely vozy na trasu dlouhou 511 m a bezproblémový provoz pak trval bez přerušení až do 7. července 1965, kdy vlivem silných dešťů došlo k značnému sesuvu půdy a provoz musel být okamžitě zastaven. Neprodleně se začala připravovat rekonstrukce, ale tu zmařil další sesun půdy v roce Těleso dráhy zůstalo zcela zničeno a zdálo se, že lanovka dojezdila. Vůle k obnově lanové dráhy se však naštěstí objevila i podruhé. V roce 1981 bylo po rozsáhlých sanacích petřínského svahu rozhodnuto obnovit lanovku pokud možno v původní podobě tak, aby začala sloužit návštěvníkům spartakiády v roce Postupně proběhly práce na náročné rekonstrukci tělesa. Kolejový svršek byl 3b úplně obnoven a střední sesutá část původního tělesa dráhy byla překlenuta monolitickou mostní konstrukcí. Ta byla uložena na podpěrách založených na mikropilotách, jež dosahovaly až na úroveň nezvětralé horniny svahu. Strojní vybavení zůstalo původní, v únoru 1985 byly pouze dodány dva nové vozy z vagónky Studénka. Po úspěšných zkouškách došlo 15. července 1985 k obnovení provozu. Lanová dráha by- 3c 26 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

29 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES Obr. 2a,b,c Demolice kompletní mostovky, zastávky Nebozízek a horní opěry 9 Fig. 2a,b,c Demolition of the bridge slab, Nebozízek station and upper brace No. 9 Obr. 3 Horní opěra 9: a) vrtání 36 mikropilot, b) osazení hlav mikropilot, c) vyztužení základu Fig. 3 Upper brace No. 9: a) drilling of the 36 micro piles, b) fitting of the heads of the micro piles, c) reinforcing of the base Obr. 4 Spodní stavba připravená pro osazení prefabrikovaných nosníků Fig. 4 Lower construction ready for fitting of the precast beams Obr. 5 Prefabrikované předem předpjaté nosníky, délka 8,73 až 12,5 m Fig. 5 Precast pre-stressed beams; length of the beams 8,73 up to 12,5 m Obr. 6a,b,c Osazování nosníků Fig. 6a,b,c Fitting of the beams 4 la začleněna do systému Pražské integrované městské dopravy a platí na ní běžné jízdné. Větší rekonstrukce proběhla v roce 1996, kdy muselo být opraveno těleso dráhy. V roce 2006 byl provoz přerušen z důvodu oprav opěrných zdí, rekonstrukce mostku u dolní stanice a dalších oprav. Poslední rekonstrukce, která je předmětem článku, proběhla na přelomu roku 2015 až [1], [2] 5 6a 6b 6c 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 27

30 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 7a 7b Tab. 1 Technické parametry lanové dráhy na Petřín v jednotlivých etapách její historie [1], [2] Tab. 1 Specific technical data of the Petřín cable car in the individual stages of its existence [1], [2] Technický parametr Jednotka Původní lanovka Lanovka po 1. rekonstrukci Současná lanovka doba provozu 1891 až až 1965 od roku 1985 pohon vodní elektrický elektrický šikmá délka [m] 396, vodorovná délka [m] převýšení [m] maximální dopravní rychlost [m/s] čas jízdy [min] 6 4,5 3 kapacita vozu/počet vozů [osoba]/[ks] 50/2 105/2 101/2 přepravní kapacita [osob/h] Obr. 7a,b Zrekonstruovaný most lanové dráhy na Petřín v Praze Fig. 7a,b Cable car bridge to the Petřín hill in Prague after reconstruction NÁVRH REKONSTRUKCE Při rekonstrukci vycházelo prostorové řešení konstrukce z původního mostu a požadavku na zachování založení pilířů a opěr. Nová nosná konstrukce byla oproti původní navržena výrazně odlehčená s použitím úsporného průřezu trámů ve tvaru písmene T. Tento tvar umožnil pomocí variabilních šířek konzol realizovat tvarově složité řešení jednotlivých nosníků. Uspořádání přímo pojížděných mostních nosníků neumožňuje provedení izolace, proto bylo nutno navrhnout řešení, které splňuje velmi důležitý požadavek na dlouhodobou životnost konstrukce. Nejvhodnějším řešením vylučujícím vznik ohybových mikrotrhlin běžných u železobetonových konstrukcí bylo provedení plně předpjatých nosníků, které díky plně pružnému působení budou vykazovat nižší deformace od pohyblivých zatížení a v průběhu času obvyklých dotvarování. S ohledem na požadované vyšší náběhové pevnosti betonu byl použit beton s vyšší celkovou pevností a odolností. Předpětí bylo realizováno certifikovaným předpínacím systémem se soudržností Freyssinet. Nosníky byly kompletně předepnuty a kabelové kanálky zainjektovány ještě ve výrobně. Na stavbu byly přepravovány již definitivně dokončené a vyzrálé nosníky (obr. 5). Přepravní a montážní kapacity ovlivnily i uspořádání konstrukce nástupiště. Vzhledem k rozměrům prvků bylo nástupiště rozděleno na spodní část s konzolou přečnívající přes pilíř a horní část uloženou na montážním přípravku na přečnívající konzole. Propojení bylo navrženo realizovat zmonolitněním petlicového styku. POPIS NOVÉ KONSTRUKCE MOSTU Nový most lanové dráhy je osmipolová konstrukce celkové délky 89,2 m, pole jsou prostá, podélný sklon je 30 %. V příčném řezu je vždy dvojice předpjatých prefabrikovaných nosníků tvaru nepravidelného T spojených příčníky. Rozpětí polí je v rozmezí od 8,73 do 12,5 m. Celková šířka mostu dosahuje v běžném poli 4,4 m, ve výhybně až 5,8 m. Nosníky mostu jsou ulo- 28 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

31 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES ženy na elastomerová ložiska všesměrná na horních koncích a pevná na koncích dolních. Nosná konstrukce je kolmá, v 1. poli rozšířená kvůli výhybně. Součástí mostu je schodišťové nástupiště, přístupové schodiště s podestou a kolejový svršek. Spodní stavba je kromě nově postavené opěry 9 původní s upravenými úložnými prahy. POSTUP PRACÍ Rekonstrukce byla zahájena demontážemi silových a sdělovacích vedení uvnitř mostu, veřejného osvětlení, zámečnických konstrukcí a kolejového svršku včetně části výhybny. Součástí demolice byla kromě kompletní mostovky a zastávky lanové dráhy i horní opěra 9, která jako jediná nebyla při rekonstrukci v roce 1985 založena na mikropilotách. Po dokončení demolice byly zahájeny práce na opěře 9, která je nyní založena na 36 mikropilotách. Současně se stavbou horní opěry probíhaly práce na betonážích úložných prahů a ložiskových bločků stávajících pilířů a na závěrných zídkách krajních opěr. Po dokončení betonáží byly osazeny spodní ložiskové desky volných ložisek a spodní stavba tak byla připravena na osazení prefabrikovaných nosníků. Souběžně s betonářskými pracemi probíhaly práce na úpravě parkových cest petřínského sadu, které spočívaly především v rozšíření stávající příjezdové trasy od spodní stanice lanové dráhy, vybudování nové panelové cesty, odstranění lamp veřejného osvětlení, semaforů a několika stromů. Po dokončení příjezdové cesty, která byla navržena především pro nájezd 500t jeřábu a návěsů s nosníky, bylo provedeno osazení prefabrikátů (obr. 6a,b,c). Provizorně zajištěné nosníky bylo nutné v každém poli spojit třemi monolitickými příčníky. U schodišťového nástupiště, které je ze dvou prefabrikátů, bylo nutné zmonolitnit petlicový spoj. Na již samonosný most bylo osazeno nové zábradlí a vstupní branky na nástupiště. Některé původní zámečnické konstrukce byly nahrazeny kompozitovými, a to obslužné schodiště po celé délce mostu a podlahy pod kladkovými bateriemi. Koleje byly osazeny původní, dostaly však nová upevňovadla a plastbetonové podlití podkladnic. Spodní stavba byla kompletně sanována a opatřena nátěrem. Součástí stavby byla oprava kanalizační šachty a potrubí odvádějícího vodu z příčného žlabu v horní části nad mostem. Dále bylo osazeno kompletní silové a datové kabelové vedení spojující horní a dolní stanici lanovky vedené uvnitř mostu. Na mostě je šest nových lamp veřejného osvětlení a znehodnocovač jízdenek. Během dokončovacích prací na mostě probíhaly i práce na uvedení parku do původního stavu, a to především odstranění provizorií, opravy stávajících asfaltových povrchů a osetí trávou. Po dokončení stavební části byla provozovatelem lanové dráhy osazena nová tažná lana a následovala zatěžovací zkouška mostu, která byla posledním krokem před uvedením do zkušebního provozu. ZÁVĚR Od 8. dubna 2016 slouží lanová dráha opět veřejnosti. Těžko si představit Petřínskou rozhlednu bez lanové dráhy. Turistům nabízí jedinečný pohled na Prahu při pozvolném výstupu na kopec, někteří Pražané ji používají jako běžnou součást MHD a studenti ČVUT si díky ní zkracují cestu na koleje Strahov. Je dobře, že se opět našla vůle a finanční prostředky na rekonstrukci této historické a technické památky Prahy. Investor Dopravní podnik hlavního města Prahy Projektant Pontex, spol. s r. o. Generální zhotovitel SMP CZ, a. s. Zdroje: [1] BÍLEK, R. Lanové dráhy v České republice [online]. [cit ]. Dostupné z: [2] Přispěvatelé Wikipedie. Lanová dráha na Petřín [online]. Wikipedie: Otevřená encyklopedie, 2016 [cit ]. Dostupné z: wiki/lanová_dráha_na_petřín Tomáš Bubeník SMP CZ, a. s., Divize 5 bubenik@smp.cz Ing. Jan Komanec Pontex, spol. s r. o. j.komanec@pontex.cz Firemní prezentace 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 29

32 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES REKONŠTRUKCIA MOSTA ZLATNÉ EV. Č NA CESTE I/18 RECONSTRUCTION OF THE ZLATNÉ BRIDGE ID NO ON THE I/18 ROAD Tatiana Bacíková Most Zlatné neďaleko mesta Žilina na severe Slovenska premosťuje dopravne vyťaženú cestu I/18 ponad údolie a potok Stráňanka. V období 2012 až 2014 bol na moste vyhlásený havarijný stav vzhľadom k poruchám na niektorých častiach mostnej konštrukcie. Nasledovalo rozhodnutie vykonať komplexnú rekonštrukciu mosta. Nosná konštrukcia o troch poliach bola zosilnená externými káblami predpätia a ďalšie časti mostnej konštrukcie boli vymenené alebo rekonštruované. Stavebné práce boli úspešne ukončené v novembri The Zlatné bridge over the Stráňanka stream valley is situated near the Žilina city in northern Slovakia; it carries the busy I/18 road. During , critical condition of some of its parts was detected. It was decided therefore, to reconstruct the bridge completely. The superstructure of its main spans was reinforced by external prestressed tendons and other parts of the bridge were renewed or replaced. The bridge reconstruction was successfully completed in November Štátna cesta I/18 medzinárodného významu E50 medzi Žilinou a Martinom patrí medzi najvyťaženejšie úseky cestnej dopravnej infraštruktúry na Slovensku. Priemerná denná intenzita dopravy tu dosahuje viac ako vozidiel, pričom nákladné vozidlá z toho tvoria približne 25 %. Mostné objekty na danom úseku boli stavané v 60. rokoch 20. storočia. Vek objektov, nedostatočná údržba a environmentálne zaťaženie spôsobuje degradáciu mostov, čo vedie k strate ich funkčnosti. Na spomínanom úseku cesty sa nachádza aj most ev. č Zlatné, na ktorom prebehla v roku 2014 rekonštrukcia, ktorej cieľom bolo odstrániť príčiny vyvolávajúce rozsiahle poruchy na mostnej konštrukcii. MOST PRED REKONŠTRUKCIOU Zo statického hľadiska sa jedná o trojpoľový združený rám o troch poliach s rozpätím jednotlivých polí 41, ,7 m s kĺbom uprostred hlavného poľa (obr. 1 a 2). Nosnú konštrukciu mosta tvorí dodatočne predpätá dvojkomorová konštrukcia rámovo spojená prostredníctvom dodatočne predpätej rámovej priečle so železobetónovými piliermi, ktoré sú založené plošne rebrovými základovými doskami. Nosná konštrukcia má po dĺžke premennú výšku od 1,68 m v krajných poliach po 3,7 m nad piliermi. Celková dĺžka nosnej konštrukcie je 148 m. Driek pilierov výšky cca 12,5 m tvoria dva stĺpy premenného prierezu. Krajné opory s členeným driekom sú obdobne založené plošne. Betón zistený zo vzoriek nosnej koštrukcie odpovedá triede C50/60 a piliere triede C30/37. Predpätie komorovej konštrukcie je pozdĺžne káblami z patentovaných drôtov 24 P7 mm a priečne káblami z drôtov 12 P7 mm. Nosná konštrukcia je na úložný prah krajných opôr uložená prostredníctvom oceľových valčekových ložísk. Na mostnom objekte bola aplikovaná technológia výstavby letmou betonážou. Letmá betonáž bola v tomto prípade navrhnutá s riešením pozdĺžneho pohybu umiestnením kĺbu s pohyblivými valčekovými oceľovými ložiskami v strede hlavného poľa a čiastočným vzájomným zopnutím koncov oboch vahadiel zvislými tyčami. Takéto riešenie v čase návrhu malo svoje logické vysvetlenie, no s odstupom času sa ukázalo ako zdroj rozsiahlych porúch na nosnej konštrukcii a príslušenstve mosta (obr. 3 až 5). Poruchami vo vozovke v mieste kĺbu a revíznymi otvormi vo vozovke dochádzalo k zatekaniu do komôr nosnej konštrukcie, dôsledkom čoho boli miesto kĺbu a nižšie položené nad pilierové oblasti silno degradované. Oslabením zvislého zopnutia dochádzalo k nepriaznivým pohybom konštrukcie, ktoré spôsobili natoče BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

33 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES Obr. 1 Pohľad na most pred rekonštrukciou Fig. 1 View to the bridge before the reconstruction Obr. 2 a) Pozdlžny rez mostom, b) priečne rezy Fig. 2 a) Longitudinal section of the bridge, b) cross sections Obr. 3 Poruchy v mieste kĺbu vonkajší pohľad Fig. 3 Failures in the central joint external view Obr. 4 Poruchy v mieste kĺbu vnútro komory Fig. 4 Failures in the central joint inside the box girder Obr. 5 Poruchy v mieste kĺbu vo vozovke Fig. 5 Failures in the central joint in the pavement nie a znefunkčnenie ložísk na krajných oporách. Zároveň bol zaznamenaný pre cestnú dopravu nekomfortný trvalý priehyb v strede hlavného poľa 150 mm. Po celú dobu životnosti sa uvedené problémy neriešili komplexne, ale len čiastočným odstraňovaním porúch vo vozovke, ktoré takéto riešenie s umiestnením kĺbu spôsobovalo. Postupom času došlo ku korózii zvislých predpínacích káblov, ktoré zopínali kĺb v strede druhého poľa. Po pretrhnutí zvislého zopnutia v januári 2012 bol vyhlásený havarijný stav a urýchlene bolo realizované dočasné riešenie, t. j. obnova štyroch porušených zvislých predpínacích jednotiek. Počas kritického stavu na moste došlo k závažným zmenám v chovaní sa mosta najmä nadmerné deformácie a zvýšené dynamické namáhanie s tendenciou zhoršovania sa tohto stavu. Po tejto udalosti bol evidovaný technický stav mosta ako V. zlý a v priebehu roka 2013 sa pripravoval projekt rekonštrukcie. Na moste bol začiatkom roka 2014 opäť vyhlásený havarijný stav a pristúpilo sa k realizácii komplexnej rekonštrukcie mostného objektu. 2a 2b 4 5 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 31

34 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 9 6 Obr. 6 Vyrezanie degradovanej stredovej časti mosta Fig. 6 Cutting the damaged middle part of the bridge Obr. 7 Rezanie vrubového kĺbu v dolnej časti pilierov Fig. 7 Cutting the pier concrete hinge Obr. 8 Hotový vrubový kĺb Fig. 8 New concrete hinge on the pier Obr. 9 Detail deviátora Fig. 9 Detail of steel deviator Obr. 10 Nový mostný zvršok Fig. 10 New bridge deck CELKOVÁ KONCEPCIA REKONŠTRUKCIE MOSTA Komplexná rekonštrukcia mosta predstavovala odstránenie mostného zvršku, demoláciu strednej časti nosnej konštrukcie vrátane oceľových ložísk, nové zmonolitnenie susedných koncov stredného poľa nosnej konštrukcie a jej zosilnenie externými káblami, obetónovanie pilierov a vytvorenie vrubových kĺbov v spodnej časti pilierov, výmenu ložísk na krajných oporách, nové záverné stienky a prechodové oblasti mosta, sanáciu nosnej konštrukcie a krajných opôr a výmenu mostného zvršku. Vzhľadom na rozsah a náročnosť rekonštrukcie, pri ktorej bol zmenený statický systém pôsobenia nosnej konštrukcie, bolo nutné dodržať základné etapy výstavby navrhnuté v projektovej dokumentácii. Stavba bola rozdelená na tri samostatné stavebné objekty: 101 Úprava cesty I/18, 102 Obchádzková trasa a 201 Most Zlatné ev. č Úvodné stavebné práce sa uskutočnili v rámci stavebného objektu 102 na existujúcich cestách III. triedy, ktoré sa rozšírením, obnovou a zosilnením vozovky pripravili na bezpečné presmerovanie dopravy po úplnej uzávere mostného objektu. Pripravená náhradná obchádzková trasa v dĺžke km priniesla vodičom počas uzávery na ceste I/18 minimálne zdržanie. Po presmerovaní dopravy z mosta sa začalo s frézovaním vozovky a kompletnou demoláciou mostného zvršku. Následne jednu z najvýznamnejších etáp predstavovalo vyrezanie stredovej časti nosnej konštrukcie vrátane poškodeného kĺbu. Pôvodne navrhnuté riešenie vyrezania celej časti vcelku a jej spustenie pod most sa nahradilo odrezaním menších betónových kusov. Postupovalo sa systémom horná doska od previslých koncov, steny a následne spodná doska. Vždy došlo k uchyteniu kusa pomocou žeriavu, následnému odrezaniu a odstráneniu (obr. 6). Ďalšie búracie práce súviseli s od - stránením záverných múrikov na krajných oporách a odťažením prechodových oblastí mosta. Pri odstraňovaní degradovaných častí mosta a príprave potrebných montážnych otvorov sa využívala technológia rezania betónových konštrukcií diamantovým lankom a rezanie pílami. Po odstránení porušeného kĺbu a priľahlej časti nosnej konštrukcie v šírke 2,8 m v strede hlavného poľa sa realizovali práce spojené s debnením, armovaním a betonážou novej stredovej časti. Tvar rešpektuje pôvodný dvojkomorový prierez v danej oblasti mosta. Zmonolitnenie novej a starej časti konštrukcie je zabezpečené spriaha BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

35 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES RFEM 5 RSTAB 8 10 júcimi tŕňmi, ktoré boli vlepené do vopred vyvŕtaných otvorov v pôvodnom betóne dvojkomorového prierezu, a zároveň zopnutím oboch častí závitovými tyčami 40 mm po obvode z materiálu Y1050H St 950/1050 MPa (celkom 32 ks). Po zmonolitnení nosnej konštrukcie sa pristúpilo k najnáročnejšej etape, ktorá predstavovala vytvorenie vru bových kĺbov v dolnej oblasti pilierov. Vrubové kĺby (celkom 4 ks) bolo nutné realizovať vzhľadom k veľkému ohybovému namáhaniu pilierov po zmene statického systému a následnom predopnutí nosnej konštrukcie. Aby vytvorené vrubové kĺby plnili v budúcnosti správne svoju funkciu, vyžadovala sa pri ich realizácii vysoká precíznosť stavebných prác. Tieto práce vyvolávali obavy všetkých zainteresovaných strán aj z dôvodu, že takéto riešenia ešte neboli v našich podmienkach použité. Pred realizáciou vrubových kĺbov boli na zachytenie sústredných namáhaní vytvorené železobetónové vence po obvode stojok nad i pod budúcim vrubovým kĺbom. Do nich bolo vnesené tlakové napätie pomocou predpínacích tyčí 36 mm z materiálu Y1230H St 1080/1230 MPa (celkom 6 ks). Pre správnosť prevedenia kĺbu a vytvorenia kŕčku kĺbu bol najskôr pilier prevŕtaný dvomi vrtmi, ktoré vymedzovali rozmery a veľkosť budúceho kĺbu. Na vyrezanie kĺbu sa ako prvé zvolilo diamantové lanko. Po prvom zarezaní sa však konštatovalo, že lanko nie je vhodné, pretože sa ním nedokáže docieliť presnosť rezu, ktorá bola v tomto prípade veľmi dôležitá. Diamantové lanko sa preto vymenilo za pílu, ktorou sa dosiahol požadovaný efekt (obr. 7 a 8). Vrubové kĺby sa vyrezali do hĺbky 700 mm v pozdĺžnom smere mosta a do cca 50 mm v priečnom smere mosta (po zvislú výstuž). Súčasne sa s realizáciou vrubových kĺbov vykonávali práce na komplexnej sanácii vonkajších ako aj vnútorných plôch nosnej konštrukcie (hrúbky 20 až 50 mm), vytvárali sa otvory a dobetonávky priečnikov a deviátorov v komorách na kotvenie externých káblov predpätia. Zároveň prebiehalo zosilnenie pilierov ich obetónovaním v hrúbkach 100 až 150 mm s pridaním kari sie tí a uskutočnila sa výmena ložísk na krajných oporách. Po takto pripravenej nosnej konštrukcii a pilieroch sa pristúpilo k osadeniu oceľových priehradových deviátorov pod novú stredovú lamelu mosta. Deviátor z ocele S 355 skladajúci sa z dvoch častí (pod každou komorou jeden oceľový deviátor) zabezpečil zvýšenie účinkov predpätia zväčšením excentricity voľne vedených externých káblov (obr. 9). Poslednou etapou v rámci zosilnenia nosnej konštrukcie bolo predopnutie štyroch externých 22 lanových káblov. Boli zvolené laná z materiálu Y1860S7 St 1600/1860 MPa s priemerom 15,7 mm a prierezovou plochou 150 mm 2. Externé káble sú plynulo vedené v oceľovom deviátore, ďalej prechádzajú do vnútra komôr spodnou doskou až za nadpilierové priečniky, kde sú zakotvené do dobetonávok. Firemní prezentace ZKUŠEBNÍ VERZE ZDARMA NA Statika, která Vás bude bavit! Dlubal Software s.r.o. 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 33

36 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 11 Obr. 11 Most Zlatné ev. č po rekonštrukcii Fig. 11 Zlatné bridge ID No after reconstruction Zmonolitnením a predopnutím nosnej konštrukcie a vytvorením vrubových kĺbov v dolnej časti pilierov došlo k zmene statického systému na dvojkĺbový združený rám. Rekonštrukcia mostného objektu zahŕňala aj kompletnú výmenu príslušenstva. Po zosilnení a predopnutí nosnej konštrukcie sa na jej hornú plochu vybetónovala vrstva spádového betónu v premennej výške, ktorá vyrovnala nerovnosti a trvalý priehyb mosta. Nasledovné stavebné práce súviseli s betonážou záverných múrikov na oporách, realizáciou nových prechodových oblastí s prechodovými doskami, položením celoplošnej izolácie mostovky a betonážou ríms. Dokončovacie práce na mostnom objekte súviseli s osadením odvodňovacieho systému a mostných záverov, montážou záchytných zariadení, položením vozovky a terénnimi úpravami v okolí mosta (obr. 10). V záverečnej etape stavebných prác sa v rámci objektu 101 obnovil úsek cesty I/18 v priľahlej oblasti pred a za mostom. Bol odfrézovaný a vymenený kryt vozovky, upravené krajnice, obnovené záchytné zariadenie a dopravné značenie v dĺžke 195 m. Rozhodujúcim momentom ukončenia výstavby bolo uskutočnenie statickej zaťažovacej skúšky mosta, ktorá preukázala bezpečnosť zosilnenej mostnej konštrukcie. Následne sa mohla cestná doprava presmerovať z obchádzkovej trasy späť na cestu I/18. DIAGNOSTIKA A MONITORING MOSTNEJ KONŠTRUKCIE Vzhľadom k pôvodnému technickému stavu mosta, náročnosti rekonštrukcie a s ohľadom na to, že sa menil statický systém pôsobenia nosnej konštrukcie, projektant navrhol vykonať počas stavbených prác podrobnú diagnostiku. Ďalej sa v jednotlivých etapách výstavby naplánoval monitoring a následné dlhodobé sledovanie mosta. Počas búracích prác vykonávaná podrobná diagnostika nosnej konštrukcie upozornila na výrazné rozdiely najmä v type, počte a vedení zabudovaných predpínacích jednotiek, oproti poskytnutej pôvodnej dokumentácii mosta, s ktorou projektant uvažoval pri návrhu zosilnenia. V priebehu stavebných prác sa preto museli vykonávať kontrolné statické prepočty a navrhol sa podrobný monitorig, ktorý vyhodnocoval každé zmeny chovania sa mostnej konštrukcie ako celku. Pozitívnou správou bolo, že aj napriek výraznému zatekaniu do komôr mosta boli predpínacie jednotky v dobrom stave (zainjektované a bez výraznej korózie lán). Zároveň skúšky na odobratých vzorkách betónu nosnej konštrukcie a pilierov preukázali vyššie pevnosti než uvádzal pôvodný projekt. Súčasťou diagnostiky bolo taktiež overenie polohy a typu betonárskej výstuže v spodnej časti pilierov, v mieste budúcich vrubových kĺbov. Pre geodetické sledovanie mosta sa osadilo celkom 28 ks pozorovaných bodov. Po zmonolitnení, vytvorení vrubových kĺbov, počas predpínania, pred a po uskutočnení zaťažovacej skúšky sa vyhodnocoval priehyb nosnej konštrukcie a náklon pilierov. Do novej strednej časti nosnej konštrukcie sa zabudovalo šesť tenzometrov na meranie napätí v betóne. Zároveň sa osadili pod každú kotvu externého predpätia dva snímače (celkom 16 ks) na sledovanie napätí v predpínacích kábloch. Vyhodnocovanie nameraných hodnôt bolo obdobne uskutočnené pri rozhodujúcich etapách výstavby. Od uvedenia mostného objektu do prevádzky v novembri 2014 sa každé cca tri mesiace uskutočňuje vyhodnotenie sledovania v rámci dlhodobého monitoringu po dobu piatich rokov užívania. Do súčasnej doby sa vyhodnotilo päť etáp merania napätia v betóne a predpínacích kábloch, merania pohybov ložísk a mostných záverov a merania posunov a pretvorení mostného objektu. Monitoring počas výstavby ako aj v priebehu doterajšej prevádzky nezaznamenal nepriaznivé chovanie mostnej konštrukcie, boli potvrdené predpoklady projektu a preukázala sa funkčnosť navrhnutého riešenia. ZÁVER Prvotným dočasným riešením nové zopnutie stredového kĺbu sa vyriešil havarijný stav mosta. Získal sa tým čas na vypracovanie projektu rekonštrukcie mostného objektu, v rámci ktorého sa odstránil hlavný zdroj porúch (koncepčnú poruchu). Realizáciou rozsiahlej rekonštrukcie sa odstránili príčiny havarijného stavu mosta, zvýšila sa zaťažiteľnosť a zaistilo sa jeho ďalšie komfortné a bezpečné užívanie (obr. 11). Vďaka úsiliu všetkých zúčastnených strán je možné konštatovať, že uvedený cieľ sa podarilo úspešne naplniť a renovovaný most Zlatné môže vďaka technicky náročnej a unikátnej rekonštrukcii ešte ďalšie roky plniť svoju funkciu. Investor Slovenská správa ciest Projektant Valbek s. r. o. Zhotoviteľ stavebných prác Hastra, s. r. o. Ing. Tatiana Bacíková Valbek s. r. o. tatiana.bacikova@valbek.sk Příspěvek na toto téma zazněl na konferenci Mosty 2016 v Brně. 34 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

37 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY SANACE MOSTU V BEROUNĚ: SO MOST V KM 0,328 RECONSTRUCTION OF THE SO BRIDGE IN BEROUN, KM 0,328 Jiří Tahal Článek popisuje sanaci devítipolového mostu celkové délky cca 215 m z pohledu dodavatele sanačních materiálů. Nosnou konstrukci mostu tvoří šest polí z předpjatých betonových nosníků, dvě ocelové plnostěnné konstrukce a jedna kamenná klenba. Vzhledem k minimální údržbě a rozvinutému stadiu degradace materiálů byla provedena komplexní rekonstrukce mostu, tj. jak nosných konstrukcí a jejich uložení, tak spodní stavby. This article describes reconstruction of a nine-span bridge with total length of about 215 m from the supplier of reconstruction material s point of view. The load bearing structure has six prestressed concrete girders, two steel plate-girder structures and one stone arch. As there had been minimal maintenance, complex reconstruction was carried out, i.e. not only of the loadbearing structures, but also of their bearings and of the substructure. Obr. 1 Původní stav mostu: a) celkový pohled na most, b) detail obnažené výztuže na opěře, c) hrana stativa železobetonových pilířů s odprýskaným betonem a obnaženou výztuží, d) rozšíření kamenné opěry pro dodatečně osazený prefabrikovaný betonový nosník, e) detail stativa železobetonových pilířů Fig. 1 Original state of the bridge; a) view to the bridge, b) detail of the exposed reinforcement of the support, c) edge of the cap sill of reinforced concrete columns with flaking concrete and uncovered reinforcement, d) widening of the stone support for an additional precast concrete girder, e) detail of cap sill of the reinforced concrete columns 1a Most se nachází na železniční trati č. 174 v blízkosti dálničního mostu a je součástí stavby Rekonstrukce trati Praha-Smíchov Beroun. Kamenné pilíře z kvádrového pískovcového a žulového zdiva jsou původní z roku Během 2. světové války byly částečně zasaženy leteckou bombou. Při následné velké rekonstrukci v roce 1965 došlo k betonáži tří nových železobetonových pilířů (zmenšení rozpětí a změna nosné konstrukce z ocelové na konstrukci z prefabrikovaného betonu) a rozšíření v příčném řezu o jeden betonový nosník, na kterém je chodník pro pěší. V současnosti je most devítipolový s maximálním rozpětím 43 m. Celková délka mostu je cca 215 m. Most překračuje řeku Berounku (ocelový most délky cca 85 m) a údolí se silnicí II/116 (železobetonový most délky cca 130 m). Drobnou zvláštností mostu jsou pilíře z různého materiálu střídají se pilíře z železobetonu a z kamene. Nosná konstrukce železobetonového mostu je z prefabrikovaných komorových předpjatých nosníků KT 21 z betonu B400 podle ČSN , platné v době výstavby mostu, tj. C28/35 dle aktuální ČSN EN 206. Tyto nosníky byly při poslední rekonstrukci opatřeny nátěrem, který při přípravě podkladu před reprofilací odolával i vysokotlakému paprsku o tlaku cca bar. NÁVRH SANAČNÍCH OPATŘENÍ Na základě výsledků podrobné prohlídky mostu z roku 2012 a vzhledem k zjištěnému zhoršujícímu se stavu bylo přikročeno k přehodnocení rozsahu sanace uvažovaného v přípravné dokumen- 1b 1c 1d 1e 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 35

38 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY a 6c taci. Jednalo se především o zhoršení stavu nosných konstrukcí, a to jak ocelových, tak betonových. Vzhledem k minimální údržbě a rozvinutému stadiu degradace materiálů byla provedena komplexní rekonstrukce mostu, tj. jak nosných konstrukcí a jejich uložení, tak spodní stavby. Zároveň byly doplněny chybějící prvky příslušenství mostu, jejichž absence přispěla k rychle se zhoršujícímu stavu mostu. U ocelové nosné konstrukce byla provedena komplexní obnova protikorozní ochrany při uvažování stupně korozní agresivity C5, repase a oprava poškozených ložisek. U betonových nosných konstrukcí byla provedena konzervace obnažené výztuže, injektáž trhlin, reprofilace povrchu, sanace kotevních čel, nová spřažená deska a nové římsy. Následně byl v celém rozsahu nosné konstrukce proveden nový izolační systém, mostní závěry, zábradlí, odvodnění a přesun kabelových tras do plastových kabelových žlabů. Byla obnovena drenáž za rubem opěr a odláždění svahů. Pro opravu hloubkovým spárováním (> 50 mm) kamenných pilířů byla použita speciální cementová malta s omezeným smrštěním (< 0,4 mm/m) dle požadavků TKP 23 SSD Sanace inže- 6b 36 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

39 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY Obr. 2 Odtrhové zkoušky na referenční ploše Fig. 2 Pull-off tests on the reference field Obr. 3 Detail materiálového souvrství Fig. 3 Detail of a material formation Obr. 4 Celoplošná sanace železobetonových pilířů včetně finálové stěrky Fig. 4 Blanket reconstruction of reinforced concrete columns incl. the top spattle coating Obr. 5 Železniční svršek po sanaci Fig. 5 Railway superstructure after then reconstruction Obr. 6a,b,c Sanované části mostu Fig. 6a,b,c Reconstructed parts of the bridge Obr. 7 Současný stav mostu po provedené sanaci Fig. 7 Current state of the bridge after the reconstruction 7 nýrských objektů. Tato malta se použila i pro spárování opevněných svahových kuželů. Před odsouhlasením technologického postupu proběhly úspěšně ověřovací zkoušky sanačních materiálů přímo na stavbě s aktivní účastí laboratoře. Kontrolovaly se především odtrhové pevnosti, které jsou velice vypovídající, i když odtrhy probíhaly již po sedmi dnech po aplikaci. Projekt předpokládal úpravu vedení nivelety koleje z důvodu dodržení minimální tloušťky kolejového lože nad novou spřaženou deskou. SANACE STÁVAJÍCÍCH BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ Sanace probíhala běžným ručním způsobem a podle rozsahu poškození betonových konstrukcí byla rozdělena do několika typů: Reprofilace Reprofilace spočívala v otryskání povrchu vysokotlakým paprskem o tlaku 800 až bar a odstranění znehodnoceného betonu. Otryskaný povrch musel splňovat následující podmínky: pevnost v tahu povrchové vrstvy větší než 1,5 MPa, ph větší než 9,5, obsah Cl-iontů menší než 0,4 % hmotnostního obsahu cementu, povrch bez trhlin širších než 0,3 mm. Vlastní reprofilační skladba obsahovala čtyři druhy materiálů: adhezní můstek a ochranu armatury v jednom, hrubou reprofilaci v tloušťce 10 až 50 mm, jemnou stěrku v tloušťce 2 až 5 mm a na závěr aplikaci dvou vrstev ochranného silikon-akrylátového barevného nátěru v odstínu ral 7038-Achátová šedá. Adhezní můstek byl použit pouze v případě viditelně odhalené armatury. Ruční aplikace natahování reprofilační malty (zrno maximální velikosti 2 mm) do adhezního můstku se provádělo jako vlhký do vlhkého, což je pro zpracovatele technologicky obtížné, a proto je snahou do budoucna odstranit nutnost použití adhezního můstku z této materiálové skladby. Injektáž trhlin Tento typ opravy byl použit na nosnících u trhlin šířky větší než 0,3 mm. Injektáž byla provedena nízkoviskózní bezrozpouštědlovou injektážní pryskyřicí pomocí injektážních pakrů a tlaku cca 50 bar. Práce byly provedeny v souladu s TKP SSD kap. 23. Ochranný nátěrový systém Základním požadavkem na systém bylo zajištění dostatečné ochrany betonářské výztuže a ostatních ocelových prvků po dobu životnosti konstrukce a zároveň těchto funkcí: protikarbonatační schopnost vyjádřená difuzním odporem SD (CO 2 ) větším než 50 m, hydrofobizační schopnost, zajištění průniku vodních par, difuzní odpor SD (H 2 O) menší než 4 m, uzavření drobných trhlin, barevné sjednocení ploch konstrukce, a to jak na betonovém původním podkladu, tak na podkladu ze sanační malty. Systém splňoval TKP SSD kap. 23. ZÁVĚR Most byl sanován v požadovaném termínu a kvalitě, k čemuž přispělo rychlé, vstřícné a především věcné jednání mezi všemi zúčastněnými, tj. objednatelem, zpracovatelem i subdodavateli. Investor SŽDC Generální dodavatel Strabag Rail, a. s. Zpracovatel Rekop, s. r. o. Projektant Metroprojekt, a. s Sanační materiály Knauf Praha, spol. s r. o. Ing. Jiří Tahal Knauf Praha, spol. s r. o. tahal.jiri@knauf.cz 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 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 37

40 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY BEDNĚNÍ A DETAILY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ ČÁST 3 FORMWORKS AND DETAILS OF CONCRETE STRUCTURES PART 3 Petr Finkous 1a 1b 2a 2b 2c 3a 3b 3c 38 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

41 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY Obr. 1a) Pohled na již dokončené a bedněné monolitické zábradlí balkonů, b) částečně odbedněné monolitické zábradlí, c) detail monolitického zábradlí tloušťky 60 mm, d) detail napojení monolitického zábradlí na prefabrikovanou balkonovou desku Fig. 1a) Finished monolithic balcony railing and railing to be formworked, b) monolithic railing where the formwork has been partly 1c removed, c) detail of monolithic railing of thickness of 60 mm, d) detail of connecting the monolithic railing to precast balcony slab Obr. 2 Přechod stěna čelo stropu stěna: a,b) správně provedený přechod, c,d) chybně provedený přechod, e) nedokonale utěsněný přechod, f) napojení stěn na strop po provedení kosmetiky Fig. 2 Wall ceiling wall connection: a,b) properly 1d performed, c,d) incorrectly performed, e) imperfectly sealed connection, f) wall ceiling connection after applying cosmetics Obr. 3 Bednění stropu: a) dotěsněné stropní bednění při napojení na stěnu, b) nedostatečné utěsnění pláště stropního bednění, c) velmi dobře utěsněný plášť stropního bednění Fig. 3 Ceiling formwork: a) sealed ceiling formwork at the connection to the wall, b) insufficient sealing of the coat of the ceiling formwork, c) very well sealed coat of the ceiling formwork Obr. 4 Nedostatečně utěsněné čelo bednění Fig. 4 Insufficiently sealed head of the formwork Obr. 5 Problematický detail paty sloupu způsobený netěsným bedněním Fig. 5 Problematic detail of the foot of the column caused by the improperly sealed formwork Obr. 6 Nevhodně umístěné spínací místo při bednění stěny Fig. 6 Inappropriately located bracing moment during the wall formworking Fotografie: archiv společnosti PERI, spol. s r. o. Ing. Petr Finkous PERI, spol. s r. o. petr.finkous@peri.cz 2d 2e 2f /2016 technologie konstrukce sanace BETON 39

42 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY VODONEPROPUSTNÉ BETONOVÉ KONSTRUKCE TĚSNĚNÍ SPÁR WATER IMPERMEABLE CONCRETE STRUCTURES JOINT SEALING Matouš Hejtmánek Chybné těsnění pracovních a dilatačních spár v konstrukci zatížené vodou bývá častou příčinou vlhkostních poruch u spodních staveb a objektů pro jímání vody. Této problematice je nutné věnovat náležitou pozornost jak ve stupni projektování, tak při výstavbě a její kontrole. Water leakages in basements of buildings and constructions for water collection are frequently caused by faulty sealing of construction and expansion joints. This issue must be given due attention in both the planning stage and during the construction and it s control. Stavební praxe v oblasti hydroizolací železobetonových podzemních konstrukcí budov, podzemních garáží, šachet, hloubených i ražených tunelů, kolektorů apod. vychází z dlouhodobě zavedených povrchově aplikovaných plošných hydroizolačních materiálů, do kterých patří bitumenové pásy, fólie, bentonitové rohože, stěrkové izolační hmoty atd. V současnosti je velmi často využíváno k zajištění vodotěsnosti vlastní nosné konstrukce, ve které hydroizolační funkci zajišťuje svými vlastnostmi správně navržený samotný železobeton pro takovou konstrukci se vžilo označení bílá vana. Při návrhu a realizaci je třeba konstrukčními, technologickými a výrobními opatřeními zabránit kromě průsakům plochou také průsakům vody přes pracovní a dilatační spáry, řízené smršťovací spáry nebo prostupy vedení instalací. Utěsnění spár a prostupů je vždy nutno provést u monolitických železobetonových konstrukcí s povlakovými izolacemi i bez nich. (Pokud se nejedná o železobetonovou konstrukci, která plní vodonepropustnou funkci, pak se spáry těsnit nemusí. U prostupů je situace jiná, především z důvodů postupu výstavby. Instalace se osazují až po provedení konstrukce, a proto se osazují chráničky plnící těsnicí funkci na straně napojení na povlakovou hydroizolaci.) Vodotěsnost materiálu povrchové izolace, vodonepropustnost samotného betonu ani vodotěsnost jednotlivých těsnicích prvků však ještě nezaručuje automaticky vodotěsnost konstrukce jako celku (obr. 1). Systém těsnění musí být vždy uzavřený a vzájemně propojený z kompatibilních prvků. TĚSNICÍ SYSTÉMY PRO SPÁRY V MONOLITICKÝCH ŽELEZOBETONOVÝCH KONSTRUKCÍCH Na trhu se pro utěsnění spár nabízí široký sortiment těsnicích prvků, které umožňují vytvořit ucelené a spolehlivé těsnicí systémy přizpůsobené specifickým detailům jednotlivých staveb (obr. 2). Pracovní spáry Pracovní spáry rozdělují monolitickou betonovou konstrukci podle jednotlivých pracovních záběrů postupného betonování. V místě pracovní spáry není výztuž přerušena, v tomto detailu se neuvažuje s pohybem. Poloha pracovních spár se u složitějších konstrukcí konzultuje s autorem statického návrhu. Bentonitové a termoplastické bobtnavé pásky Bobtnavé pásky absorbují vodu do struktury a zvyšují svůj objem. Nárůstem objemu se bobtnavý pásek přitlačí k betonu a kontaktním tlakem pracovní spáru utěsní proti průsakům. Výsledný kontaktní tlak musí být větší než hydrostatický tlak. Aby došlo k vytvoření kontaktního tlaku a bobtnavý pásek plnil svoji těsnicí funkci, musí být dokonale zabetonován. Bentonitové bobtnavé pásky (z přírodního materiálu) představují spolehlivou variantu utěsnění pracovních spár betonových konstrukcí staveb (obr. 3 až 5). Kvalitní výrobky se vyznačují silným a rychlým bobtnáním. Žádoucí je zvětšení objemu při reakci s vodou větší než 500 %. Bentonitové pásky jsou určeny především do spár v monolitických konstrukcích. Při liché obavě z vyplavování bentonitu z pracovní spáry je třeba si uvědomit, že v případě správně provedené pracovní spáry se bobtnající bentonit celoplošně opírá o stěny betonu. Termoplastické pásky známé jako bobtnající guma mají stejné použití jako bentonitové pásky. Navíc jimi lze BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

43 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY Obr. 1 Průsaky pracovními spárami ve spodní stavbě po dokončení hrubé stavby Fig. 1 Water leakages through construction joints in the basement of a building after completion of the concrete structure Obr. 2 Příklad železobetonové konstrukce spodní stavby bílá vana s těsněním pracovních spár, dilatačních spár a prostupů inženýrských sítí (1 izolace pracovních spár bentonitovým bobtnavým páskem, 2 izolace pracovních spár těsnicím plechem, 3 izolace prostupů potrubí bentonitovým bobtnavým páskem, 4 izolace dilatačních spár vnějším lepeným těsnicím pásem, 5 izolace řízené trhliny smršťovacím profilem) Fig. 2 Example of reinforced concrete substructure white basin with a sealing of construction joints, expansion joints and pipe penetrations Obr. 3 Termoplastický bobtnavý pásek dokáže zvětšit objem o téměř % Fig. 3 Thermoplastic swelling band can increase its volume by almost % Obr. 4 Bentonitový bobtnavý pásek osazený ve středu styku základová deska stěna Fig. 4 Bentonite swelling band fitted in the middle of the construction joint between the concrete slab and the wall Obr. 5 Chybná aplikace těsnění pracovní spáry. Je v pořádku osazení pásu na nekorektní podklad? Fig. 5 Faulty application of a construction joint sealing. Is it okay to install the waterstop on such incorrect substrate? Obr. 6 Chybná aplikace těsnicího pásu. Může těsnit takto neukončený PVC těsnicí pás? Fig. 6 Wrong application of a joint sealing. Would such a detail between a construction and expansion joint be waterproof? těsnit i spáry v prefabrikovaných konstrukcích, protože jsou stále soudržné. Výhodou těchto pásků je především snadná aplikace, rychlé bobtnání a tvarová stálost a soudržnost v otevřených spárách, kterými neprochází výztuž apod. Bentonitové i termoplastické bobtnavé pásky se ke konstrukci fixují přilepením nebo nastřelovacími hřeby. PVC těsnicí pásy Spárové pásy se používají pro utěsnění spár v betonových konstrukcích od 30. let. Tradiční typ těsnění pracovních spár spočívá v použití plastových profilovaných těsnicích pásů na bázi PVC-P (obr. 6). Samotný plast se s betonem nespojí, těsnicího účinku se v tomto případě dosahuje tzv. labyrintovým efektem. Tlak vody, která se snaží těsnicí profil obtéci, postupně klesá. Plastové těsnicí profily se musí vždy osadit symetricky k pracovní spáře, aby na obou stranách spáry byla do betonu zapuštěna stejně široká část profilu. Těsnicí profily se dělí na vnitřní a vnější podle toho, zda mají být osazeny ve středu betonové konstrukce nebo na jejím povrchu (na návodní straně nebo na vnitřním líci podle typu pásu voleného v závislosti na způsobu zatížení hydrostatickým tlakem, typem konstrukce a postupem výstavby). Těsnicí plechy Těsnicí plechy jsou zpravidla oboustranně opatřeny různou povrchovou úpravou (bitumen, bentonit atd.). V poslední době se vzhledem k požadavkům na maximální funkčnost prvku začalo využívat tzv. krystalizačních plechů, někdy označovaných těsnicí plechy s krystalizací, protože povrch je opatřen povlakem z krystalické izolace. Hloubka zapuštění tohoto těsnicího plechu do betonu je minimálně 30 mm a umístění do středu spáry postačuje pro zajištění vodotěsnosti (přesná poloha a hloubka zabetonování by podle konkrétního zatížení hydrostatickým tlakem a typem konstrukce měla být vždy uvedena v technickém listu výrobku). Na rozdíl od bobtnavých pásků, kde je třeba počítat s časovou prodlevou, než jsou plně funkční, lze pomocí plechů dosáhnout oka- 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 41

44 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY 7 8 mžitého zastavení pronikající vody. Pro utěsnění a současné zabudované bednění čela pracovní spáry jsou nabízeny k těsnicím plechům ztracené bednicí systémy tvořené bednicí síťovinou fixovanou k plechům. Konstrukční řešení systému bez svařovaných spojů je výhodou, protože nehrozí degradace a ztráta vodotěsnosti vlivem oxidačních a korozních procesů v místě svaru. Kombinace bobtnavých pásků a těsnicích plechů se systémem bednění našly uplatnění i při stavbě nového úseku metra v Praze na trase A z Dejvic do Motola. V pracovních spárách tunelu byly použity termoplastické bobtnavé pásky i plechy s krystalizačním povlakem. Zvláštností bylo utěsnění spár trojlodní konstrukce v oblasti stropních trámců v ražené stanici Veleslavín (obr. 7 a 8). Systémy injektážních hadiček Plastová injektážní hadička díky perforaci stěny umožňuje utěsnění pracovních spár pomocí injektážních médií jako např. mikrocement, pryskyřice, gely nebo akryláty. Injektážní systémy se vyznačují jednoduchou montáží a možností přizpůsobit se spárám se složitým tvarem. Na rozdíl od spárových pásů a plechů do pracovních spár nemusí být injektážní systémy zabetonovány v předcházejícím celku, ale jsou upevněny přímo do pracovní spáry (tuto vlastnost mají i bobtnavé pásky). Mezi jejich výhody tedy patří tvarová variabilita, jednoduchá montáž a možnost okamžitého dotěsnění. Injektážní systémy mohou být použity i tam, kde není montáž těsnicích pásů či plechů konstrukčně možná nebo kde jsou náklady na provedení velmi vysoké. Příkladem je napojení na štětové stěny. Injektážní hadičky se obvykle aplikují jako pojistné řešení s možností doinjektování k jinému typu Obr. 7 Bednicí systém Omega s těsnicími plechy osazený do pracovních spár železobetonové konstrukce trámce a kleneb při stavbě nového úseku metra trasy A ve stanici Veleslavín v Praze umožňuje těsnění i tvarově složitých detailů Fig. 7 Omega formwork system with steal plate waterstops fitted into the construction joints allow to seal also complex shape details like concrete beams or arches new section of the line A of Prague s underground railway system, Veleslavín stop Obr. 8 Zkušební segment stropního trámce trojlodní stanice Veleslavín Fig. 8 Test segment of a ceiling beam for the threenaves structure Veleslavín stop, Prague s underground railway system Obr. 9 Injektážní hadička osazená ve středu styku základová deska stěna ukončená injektážními pakry Fig. 9 Injection hose fitted in the middle of the construction joint between the concrete slab and the wall, closed off by shutter connectors Obr. 10 Injektážní hadička osazená na hydroizolaci ostění v tunelu Blanka Fig. 10 Injection hose installed for the purpose of waterproofing lining in the Blanka tunnel Obr. 11 Bobtnavý pásek a injektážní hadička osazené ve styku základová deska stěna Fig. 11 Bentonite swelling band and an injection hose fitted in the middle of the construction joint between the concrete slab and the wall Obr. 12 Těsnicí plech a injektážní hadička osazené ve styku základová deska základová deska Fig. 12 Steal plate waterstop and an injection hose fitted in the construction joint between two parts of a concrete slab 42 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

45 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY těsnicího prvku (obr. 9 až 12). Primární těsnicí prvek (např. bobtnavá páska, vnitřní těsnicí pás nebo těsnicí plech) se osadí blíže ke zdroji vody, pojistná injektážní hadička se osadí dále za něj. U těchto aplikací je třeba dodržet minimální požadovanou vzdálenost expanzního těsnění od líce konstrukce, neboť v opačném případě občas dochází při aktivaci k odtržení části konstrukce. Nepravé (řízené) smršťovací spáry Tyto spáry statici a projektanti vědomě plánují všude tam, kde se vyskytuje vysoké pnutí v betonu. Na těchto místech se beton smí trhat, ale kontrolovaně. Konstrukce tedy musí být v tomto místě vybavena prvkem zajišťujícím vodonepropustnost. K pnutí dochází především během procesu zrání betonu a zpravidla i po dokončení stavby a během zimních cyklů. Cíleným oslabením průřezu betonové konstrukce na určených místech se dosáhne vzniku řízené trhliny. Prvek použitý na oslabení průřezu daný detail současně utěsní proti průsakům. Tento prvek se osadí mezi výztuž stěny a na bednění se přikotví trapézové nebo trojúhelníkové lišty. Jedním z prvků vhodných pro oslabení průřezu v místě plánované řízené spáry, jakož i pro její utěsnění je smrštitelný prvek nazývaný sluníčko, který je tvořen těsnicím profilem z PVC-P kruhového tvaru s výčnělky fungujícími na labyrintovém efektu. V současné době je často používán systém pro řízené trhliny, který je tvořen hladkým plechem (oslabujícím profilem) fixovaným ke spárovému těsnicímu plechu. Toto řešení se používá především z ekonomických důvodů nižší ceny prvku a také kvůli pracnější realizaci při použití sluníček (která by se měla zpětně vyplňovat vhodným materiálem, což VLHKOST SPOLEHLIVĚ NARAZÍ komplexní systémové řešení pro spodní stavby včetně dodatečných opatření hydro izolace mostů a podzemních staveb reprofilační PCC malty přísady do betonu a betonových prvků SCHOMBURG Čechy a Morava s.r.o. Na Univerzitním statku Praha 10 Telefon: Fax: schomburg@schomburg.cz web: 26 LET NA ČESKÉM TRHU 2016 Firemní prezentace 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 43

46 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY Obr. 13 Problematické spojení kolmo uložených těsnicích plechů je častou chybou u spodních staveb Fig. 13 Problematic connection between two parts of a steal plate waterstop is a common mistake for basements Obr. 14 Problematické spojení kolmo položených těsnicích prvků těsnicího pásu z PVC s těsnicím plechem je u monolitických konstrukcí častým nešvarem Fig. 14 Problematic connection between two joint sealings PVC waterbar and steal plate waterstop is a common mistake for water impermeable concrete structures Obr. 15 Jen správné propojení jednotlivých typů těsnění pracovních a dilatačních spár zajistí správnou funkčnost Fig. 15 Only a correct connection of the individual types of sealings of a construction and expansion joints ensures proper functionality je náročnější na provádění). Ne vždy je však vhodné. V praxi se lze setkat také s označením tohoto prvku křížový plech. Dilatační spáry U tohoto druhu spáry jsou stavební díly odděleny, což znamená, že je přerušena i výztuž. Tyto spáry musí navíc přenést i pohyb např. vlivem rozdílného sedání jednotlivých částí stavební konstrukce. Pro toto použití se osvědčily dilatační pásy z PVC umisťované dovnitř nebo vně stavebního dílu (obr. 15). Kromě izolační funkce umí tyto pásy přenést pohyby ve spáře. Při návrhu konkrétního dilatačního profilu je třeba zohlednit uvažovaný maximální pohyb v dilatační spáře. ZÁSADY PRO MONTÁŽ TĚSNICÍCH PRVKŮ Pracovní spáry Systémy injektážních hadiček Injektážní hadičky se zpravidla umisťují do středu tloušťky průřezu konstrukce. Pokud tomu tak není, musí být dodržena vzdálenost injektážní hadičky od povrchu betonu minimálně 80 mm. Bentonitové a termoplastické bobtnavé pásky Bobtnavé pásky se zpravidla umisťují do středu tloušťky průřezu konstrukce. Pokud tomu tak není, musí být dodržena vzdálenost bobtnavé pásky od povrchu betonu minimálně 80 mm. Rovněž je třeba dodržet odstup tohoto těsnicího prvku od výztuže minimálně 20 mm, aby bylo zaručeno dokonalé obklopení těsnicího prvku betonem. Těsnicí plechy Umisťují se do středu tloušťky průřezu konstrukce. Zapuštění těsnicího plechu do betonu v hloubce 30 mm (dle technického listu) a umístění do středu spáry postačuje pro zajištění vodotěsnosti. Spoje jednotlivých kusů těsnicích plechů se realizují bez lepení pouhým přiložením plechů k sobě s výrobcem předepsaným přesahem (např. minimálně 50 mm u plechu s krystalizací) a sepnutím spoje pomocí spony. Rovněž je třeba dodržet odstup těchto těsnicích prvků od výztuže minimálně 20 mm, aby bylo zaručeno jejich dokonalé obklopení betonem. PVC pásy Plastové těsnicí profily musí být vždy osazeny symetricky k pracovní spáře, aby na obou stranách spáry byla do betonu zapuštěna stejně široká část profilu. Těsnicí profily se osazují do středu betonové konstrukce (vnitřní uložení) nebo na návodní stranu (vnější uložení). U širokých těsnicích profilů z PVC-P je v oblasti pracovní spáry rovněž nutno zajistit, aby tloušťka konstrukce nebyla menší než šířka daného profilu. Rovněž je třeba dodržet odstup těchto těsnicích prvků od výztuže minimálně 20 mm, aby bylo zaručeno jejich dokonalé obklopení betonem. Zde je nutné prvek zabetonovat do konstrukce zpravidla hlouběji než plech a ve většině případů je nutná úprava výztuže. Dilatační spáry PVC pásy Těsnicí PVC profily se osazují ve středu betonové konstrukce (vnitřní) nebo na jejím povrchu na návodní straně (vnější). Zpravidla se upřednostňují vnitřní těsnicí profily před vnějšími (zejména v případě bílých van, kde se uvažuje s vyšším tlakem vody). Výhodou vnitřních dilatačních profilů je fakt, že se mohou kombinovat prakticky se vše- 44 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

47 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY Tab. 1 Kontrolní body pro bobtnavý pásek Tab. 1 Check points of the swelling band Odpovídá navržený bobtnavý pásek předpokládanému zatížení vodním tlakem? Existuje pro daný bobtnavý pásek certifikát? Je použitý bobtnavý pásek vhodný do zóny s kolísající hladinou podzemní vody? Je bobtnavý pásek upevněn ve spáře v dostatečné vzdálenosti 20 mm od výztuže? Je bobtnavý pásek upevněn v pracovní spáře celoplošně správným lepidlem, montážní mřížkou nebo bodově po 150 mm? Je pracovní spára před zabudováním bobtnavého pásku zbavena cementové kaše, volných částic, kameniva, hřebíků, ledu nebo stojící vody? Není bobtnavý pásek v žádném místě nabobtnalý předčasně? Je bobtnavý pásek před betonáží bez poškození? Je pracovní spára bobtnavým těsněním zcela zajištěna (bez hluchých míst)? Je v každém místě dodržena minimální vzdálenost pásku 80 mm od povrchu konstrukce? Je bobtnavý pásek před betonáží chráněn proti nepříznivým povětrnostním podmínkám, např. zakrytím fólií? Je napojení bobtnavého pásku na dilatační pás provedeno správně? mi vnitřními těsnicími prvky pracovních spár: s těsnicími spárovými PVC profily, s injektážními hadičkami, bentonitovými i termoplastickými bobtnavými pásky nebo s těsnicími plechy. V případě použití vnějších dilatačních PVC profilů by se měly v zásadě i pro pracovní spáry používat pouze vnější těsnicí profily, aby bylo možné těsnění pracovních a dilatačních spár vzájemně propojit. Kombinace těsnicích prvků Pro utěsnění pracovních spár je možný kombinovaný systém těsnění složený z více (zpravidla ze dvou) těsnicích ano prvků. V takovém případě se k primárnímu těsnění (např. bobtnavý pásek, vnitřní plastový profil nebo plech) doplní jiný těsnicí prvek jako sekundární těsnění. Primární těsnicí prvek se osadí blíže ke zdroji vody dle výše uvedených zásad, sekundární prvek se osadí dále od zdroje vody. Přitom je třeba dodržet vzdálenost druhého prvku od prvního minimálně 50 mm. ne Literatura: [1] SCHOMBURG. Bílé vany. Příručka Schomburg Čechy a Morava, s. r. o, DOPORUČENÍ Pro zajištění maximální funkčnosti bílé vany je vhodné společně s dodavatelem spárových těsnění vypracovat systém kontroly jednotlivých prvků, ze kterých se skládá funkční celek. Pro příklad je v tab. 1 uvedeno několik kontrolních bodů pro bobtnavý pásek. Kromě samotných prvků bílé vany je vhodné obdobně postupovat i při kontrole návrhu v ploše, tedy pro šířku navržené trhliny stupeň vyztužení vs. betonová směs a její vlastnosti. ZÁVĚR Těsnění jednotlivých spár v konstrukci, která má být vodotěsná, nelze chápat a provádět pouze separátně, ale vždy jako ucelený systém. Velkou pozornost je třeba věnovat správnému návrhu konstrukce, který umožní snadné uložení těsnicích prvků před betonáží a korektní propojení všech těsnicích prvků navazujících spár. Ing. Matouš Hejtmánek Schomburg Čechy a Morava, s. r. o. hejtmanek@schomburg.cz Text článku byl posouzen odborným lektorem. The text was reviewed. PODZEMNÍ STAVBY PRAHA 2016 Ve dnech 22. až 25. května 2016 proběhla v Clarion Hotelu v Praze již 13. mezinárodní konference Podzemní stavby Praha 2016, kterou pořádala Česká tunelářská asociace ITA-AITES. Po organizační stránce konferenci zajistila společnost Guarant International. Podzemní stavby Praha jsou největší českou tunelářskou konferencí, která je pravidelně pořádána každé tři roky. Minulé ročníky, zvláště pak Podzemní stavby Praha 2010 a 2013, potvrdily, že si pražská konference díky svému odbornému programu, místu konání i společenskému setkání našla pevné místo mezi obdobnými evropskými akcemi. Potvrzuje to i účast významných odborníků z evropských zemí i ze světa. Konference se zúčastnilo 570 delegátů z 37 zemí světa, nejvíce z nich bylo české, slovenské, německé a rakouské národnosti, přítomni však byli také účastníci ze vzdálených destinací jako např. z USA, Chile, Brazílie, Číny, Indie, Thajska, Indonésie, Korey nebo Hong Kongu. Atraktivitu 13. ročníku podtrhl jednoznačně i fakt, že se v jejím rámci uskutečnila 3. Východoevropská tunelářská konference (EETC 2016). EETC je regionální tunelářská konference, která se koná každé dva roky. Jejím cílem je umožnit účastníkům ze zemí východní Evropy sdílet znalosti, zkušenosti, dovednosti a úspěchy při navrhování, financování, výstavbě, provozu a údržbě tunelů a jiných podzemních zařízení. Konference přinesla zajímavé informace o řadě prestižních světových projektů (euroasijský tunel pod Bosporem v Istanbulu, podchod pod Suezským průplavem, ražba největším tunelovacím strojem o průměru 17,5 m v Seattlu, ražba dálničního tunelu Sparvo v Itálii pomocí TBM o průměru 15,6 m, okružní trasa metra v Kodani, vysokorychlostní železniční tunely v Německu, tunel Koralm délky 32 km v Rakousku, projekt CrossRail v Londýně, tunely v Číně atd.). Na konferenci vystoupila řada celosvětově renomovaných odborníků na podzemní stavby. Pro účastníky byly připraveny technické exkurze, které probíhaly v tunelech na dálnici D8, tunelu Ejpovice, v hlavní řídicí ústředně hlavního města Prahy nebo v Podzemním výukovém středisku Josef. Součástí konference byl také společenský večer, který se díky velké spokojenosti účastníků v minulých letech opět konal v prostorách Břevnovského kláštera. Zdroj: tisková zpráva společnosti Guarant International Zahájení společenského večera v prostorách Břevnovského kláštera Přednáškový sál 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 45

48 PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ FAILED CONCRETE OPRAVY PREFABRIKOVANÝCH MOSTNÍCH NOSNÍKŮ ČÁST 1 REPAIRS OF PRECAST BRIDGE BEAMS PART 1 Jiří Hromádko Příspěvek navazuje na článek [4], v kterém byl představen širší přehled poruch betonových staveb a zejména typické ukázky poruch již provedených oprav železobetonu z období 1990 až Nyní je příležitost podrobněji popsat některé důležité poruchy betonových nosníků silničních mostů a jejich oprav (a to i realizace sanací do roku 2014) podrobněji. This contribution is a follow-up to an article [4], in which we introduced a wider survey of failures of concrete structures, especially typical illustrations of failures of reinforced concrete repairs that had been carried out between 1990 and Now we take the opportunity to describe some of the most significant failures in concrete beams of road bridges and their repairs (incl. repairs carried out up to 2014) in more detail. Po roce 1990, kdy se v ČR začaly aplikovat profesionální sanační technologie a materiály postupně na vyšší úrovni, bylo a stále ještě je možno nalézt v jednotlivých případech chybný odhad kombinace příčin poruch ve fázi návrhu opravy a následně i pochybení ve stadiu provádění oprav. Další možný důvod neúspěšné opravy betonové stavby nekvalitní průzkum je permanentním jevem snad všude. Příspěvek uvádí popis několika případů, zobecnění dosavadních poznatků a poučení pro projektanty oprav a pro správce betonových mostních staveb. Z důvodu co nejširšího pohledu na problematiku mostních nosníků jsou připomenuty i některé typické vady uváděné v příspěvcích v minulých letech. U většiny případů je uvedeno více vlivů a příčin poruch. Tím se opět potvrzuje známá skutečnost, že poruchy stavebních konstrukcí i jejich oprav nastávají vždy v důsledku kombinace více příčin. PRAVDĚPODOBNÉ PŘÍČINY NEJČASTĚJŠÍCH PORUCH OPRAV BETONOVÝCH MOSTNÍCH NOSNÍKŮ Obecné příčiny: chyby při prohlídkách a průzkumech, chyby výběru osob pro průzkum stavby a návrh opravy, chybné stanovení příčin poruch špatné vyhodnocení diagnostického průzkumu, chybný návrh opravy projektantem, chyby výběru zhotovitele pro provedení opravy, chyby při provádění oprav, neodborné odsouhlasení a převzetí prací. Detailněji v článku specifikované příčiny: chybně připravený podklad povrch nosníku povrch nebyl otryskán ani vysokotlakým vodním paprskem ani pískem, nebyly odstraněny nesoudržné vrstvy, byly ponechány vrstvy s chloridy a vrstvy nasákavé, vrstvy s nízkým ph (neutralizované), chybná antikorozní vrstva (někdy i s deklarovanou funkcí kotevního můstku) na povrch betonu nosníku, chybně navržené a/nebo provedené opravy trhlin v betonu nosníků (trhliny sledující kabelové kanálky, trhliny podélné smykové atd.), nebylo odstraněno zatékání vody a solí dovnitř nosníků (většina případů), pokračovalo i stékání vody se solemi z říms na krajní nosníky, další příčiny u jednotlivých příkladů. PŘÍKLADY PORUCH OPRAV BETONOVÝCH MOSTNÍCH NOSNÍKŮ Porucha betonu nosníků Obr. 1a,b degradace sanačního systému (nátěr výztuže, malta, stěrka, nátěr) mostu na vodorovných nebo málo skloněných plochách, zejména na dolní přírubě krajního nosníku, včetně pokračujícího mrazového rozpadu původního betonu. Sanace nosníků I 67 realizovaná roku 1994, stav po 17 letech, dálnice D1. Důsledek chybně navrženého systému opravy s možnými vadami technologie sanace. Obr. 1a,b Porucha betonu nosníků Fig. 1a,b Failure in the concrete of beams 1a NEJČASTĚJŠÍ TYPY PORUCH OPRAV BETONOVÝCH MOSTNÍCH NOSNÍKŮ Porucha podkladu pod sanačním systémem, rozpad betonu, oddělování vrstev opravy mezi sebou a od podkladu, výskyt nové a/nebo pokračující koroze výztuže v sanované a/nebo nesanované části, koroze výztuže nová nebo pokračující, koroze kotev systému předpětí, pokračující průsak vody skrz nosník, voda v dutině nosníku, vyluhování pojiva z betonu a sanačních vrstev (koroze betonu I. stupně), vznik trhlin v nosníku a v dobetonování, příp. v sanačních vrstvách. 1b 46 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

49 PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ FAILED CONCRETE 2a 2b Obr. 2a,b Porucha povrchu chybný návrh hmoty pro opravu a technologie provedení Fig 2a,b Failure in the surface improper design of the substance for repairs and incorrect technology Porucha povrchu chybný návrh hmoty pro opravu a technologie provedení Obr. 2a,b nevhodná aplikace stříkaného betonu na předpjatý dutinový mostní nosník DS, bez opravy hydroizolace mostovky, sanační vrstvou prosakuje voda se solemi, tvoří se krápníky, trhliny v sanační vrstvě. Nová vrstva na vyzrálém dávno dotvarovaném a smrštěném betonu se po hydrataci a (vázaném) smrštění odděluje od podkladu za vzniku trhlin. Vrstva přitěžuje konstrukci, zpomaluje sice karbonataci betonu nosníku, ale zhoršuje vysychání nosníku a později bude ohrožovat dálniční provoz pod mostem odpadávajícími úlomky betonu. Koroze výztuže horní části nosníku pod vozovkovým souvrstvím Obr. 3a,b izolační a vozovkové souvrství realizované na mostě sinice I. třídy jako jediná přímo pojížděná vrstva izolace na bázi křemenného písku a epoxidového pojiva, bez další ochrany, v rozporu s ČSN z hlediska hmot i skladby. Příčinou je chybný návrh opravy projektantem a fakt, že voda a roztoky soli zatékaly dovnitř nosníků shora a z okrajů konstrukce na části krajních nosníků. Obr. 3c,d detaily porucha této vrstvy ve formě podélné trhliny šíře 1 až 2 mm s jasnými příznaky koroze ocelové výztuže horní desky nosníku pod izolací. Obr. 3a až d Koroze výztuže horní části nosníku pod vozovkovým souvrstvím Fig. 3a to d Corrosion of the reinforcement of the upper part of the beam under the road way formation 3a 3b 3c 3d 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 47

50 PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ FAILED CONCRETE Separace povlakových a reprofilačních vrstev systémů oprav od betonových povrchů Obr. 4a,b po roce 1990 provedená sanace koroze betonářské a předpínací výztuže nosníků KA-67 (spojitý třípolový nosník s dobetonovanou příčnou spárou) s použitím antikorozního nátěru výztuže zelený odstín povlaku. Součástí poruchy nosníku je i destrukce dolní desky nosníku v důsledku její zmenšené tloušťky (otvor v podhledu nosníku na obr. 2b) jako důsledek aplikace zlepšovacího návrhu ve výrobně mostních nosníků kolem roku 1974 (ztracené bednění dutin nosníků pomocí papírových sudů). Obr. 4c,d detailní pohledy na jedno z mnoha poruchových míst, kde se odděluje sanační systém (reprofilační malta a stěrka) od zeleného antikorozního nátěru, který nefunguje dle původního předpokladu jako antikorozní povlak a zároveň jako spojovací můstek, ale paradoxně jako vrstva separační. Koroze předpínací i betonářské výztuže pokračuje i po opravě mostní izolace, po které se snížilo zatékání z vozovky (vliv slané mlhy). Obr. 4e detail podhledu nosné konstrukce na příčné dobetonované spáře, kde dochází k separaci reprofilační malty právě jenom v místě aplikovaného (zeleného) antikorozního nátěru. Místo je zbroušeno z důvodu montáže skleněných destiček pro detekci případných trhlin (rozevírání příčné spáry), původní beton spáry šíře cca 50 až 100 mm (světlejší) je uprostřed, sanační malta je tmavší šedá. Obr. 4f podhled nosníků KA-67, na kterém je patrná snaha o doplnění krycí vrstvy betonu pomocí reprofilace, pouze lokálně v místech bodového výskytu koroze kovových částí. Procento úspěšnosti a výdrže sanačních maltových koláčů není ani po dvaceti letech provozu sanace zanedbatelné. Hlavní příčinou jejich odpadávání je chybná příprava podkladu povrch podhledu nosníků nebyl otryskán ani jinak zdrsněn. Obr. 4a až f Separace povlakových a reprofilačních vrstev systémů oprav od betonových povrchů Fig. 4a to f Separation of the coat and repair layers of the repair system from the concrete surfaces 4a 4b 4c 4d 4e 4f 48 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

51 PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ FAILED CONCRETE Separace povlakových a reprofilačních vrstev systémů oprav od betonových povrchů a trhliny na hranách vlivem tlaku koroze selhání celého sanačního systému (podobné příčiny jako u předcházejícího případu) Obr. 5a vzpěradlový předpjatý most typu DS-A z roku 1979, sanovaný částečně v roce 2014 (pouze fasádní nosníky). Obr. 5b nedokončená oprava izolace na mostě (odložená z důvodu blížící se modernizace D1) způsobila selhání sanačního systému podhled sanovaného nosníku DS-A s projevy koroze a destrukce reprofilačních vrstev tlakem koroze oceli, v důsledku pronikání chloridů dolní deskou z dutiny z nosníku. Obr. 5c selhání chybně navrženého a provedeného systému reprofilace rámových vzpěr masivní reprofilace hran sloupů spolu s nedokonale ošetřenou svislou nosnou výztuží má za následek odtržení hrany téměř vždy. Reprofilace hran je velmi citlivá i na nepatrné objemové změny reprofilačních hmot. Obr. 5d selhání plošně aplikované sanační stěrky na neupravený podklad (absence tryskání či jiného zdrsnění a očištění) na vzpěře v exponovaném místě s ostřikem slanou vodou u krajnice. Obr. 5e,f stejně citlivé a problematické místo na hraně podhledu nosníku DS-A s pokročilým stadiem odpadávání reprofilované hrany nosníku. Obr. 5a až f Separace povlakových a reprofilačních vrstev systémů oprav od betonových povrchů a trhliny na hranách vlivem tlaku koroze selhání celého sanačního systému Fig. 5a to f Separation of the coat and repair layers of the repair system from the concrete surfaces and cracks on the edges caused by the corrosion pressure failure of the repair system as a whole 5a 5b 5c 5d 5e 5f 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 49

52 PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ FAILED CONCRETE 5g 5h Obr. 5g,h detaily poruchového místa, antikorozní nátěr (modrý) nefunguje ani jako inhibice koroze betonářské výztuže, ani jako adhezní můstek pro další reprofilační hmoty. Sanované povrchy nebyly s vysokou pravděpodobností zbaveny chloridů rozptýlených v betonu a nebyly dostatečně očištěny. Tloušťka reprofilace je na hraně zbytečně velká, materiál příliš jemnozrnný. Finální celoplošný nátěr nosníku je zbytečný a zhoršuje vysychání konstrukce. Obr. 5g,h Separace povlakových a reprofilačních vrstev systémů oprav od betonových povrchů a trhliny na hranách vlivem tlaku koroze selhání celého sanačního systému Fig. 5g,h Separation of the coat and repair layers of the repair system from the concrete surfaces and cracks on the edges caused by the corrosion pressure failure of the repair system as a whole Nefunkční nátěrový systém na podhledu prefabrikovaných nosníků Obr. 6a,b jednovrstvý sanační nátěr (na bázi anorganického pojiva) na podhledu prefa nosníku KA-67, aplikovaný okolo roku 1990, nemůže zabránit pokračování koroze betonářské výztuže s nulovým krytím (pruty mají funkci distančních podložek). Obr. 6c,d stejná technologie opravy koroze výztuže na podhledu nosníku I-73 provedená okolo roku 1995, na mostě z roku a 6b 6c 6d 50 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

53 PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ FAILED CONCRETE 6e 6f 6g 6h Obr. 6a až h Nefunkční nátěrový systém na podhledu prefabrikovaných nosníků Fig. 6 a to h Nonfunctional coating system on the soffit of the precast beams Literatura: [1] ČSN EN Výrobky a systémy pro ochranu a opravy betonových konstrukcí Definice, požadavky, kontrola kvality a hodnocení shody Část 9: Obecné zásady pro používání výrobků a systémů. Praha: ČNI, [2] TKP. Kapitola 31. Opravy betonových konstrukcí. Praha: Ministerstvo dopravy, [3] BMS Systém hospodaření s mosty Prohlídkový a údržbový modul, VARS Brno, a. s., Dostupné z: [4] HROMÁDKO, J. Vady a poruchy oprav betonových konstrukcí z pohledu objednatele a majetkového správce. Beton TKS. 2015, roč. 15, č. 3, s Obr. 6e,f jednoduchý sanační nátěr na podhledu mostu na obr. 6c zhoršuje vysychání betonu nosné konstrukce, nic nechrání a zabránit průniku vody se solemi z mostovky nemůže. Zbytečný, neekonomický a škodlivý sanační zásah. Odporuje principu řízení vlhkosti podle ČSN EN Obr. 6g,h ze statických důvodů závažnější porucha koroze stěnové kotvy systému předpětí na konci nosníku I-73 na mostě z obr. 6c, zpočátku maskovaná sanačním nátěrem, se projevuje i přes krycí vrstvu tenkovrstvé obetonování z doby výstavby a následný cementový pačok provedený v rámci údržby později. Bez odstranění příčiny zatékání do konstrukce nelze degradaci konstrukce zastavit. ZÁVĚR Obecnější souhrn poznatků z případů poruch sanací betonových konstrukcí je uveden již v předchozím článku [4] z roku Poznatky zde prezentované utvrzují autora v názoru, že je nezbytný sběr zkušeností a kvalitní analýza úspěšnosti oprav betonových nosníků mostních konstrukcí s následnou tvorbou pravidel, vzorových detailů a vzorových řešení pro navrhování oprav těchto nejdůležitějších částí betonových prefabrikovaných mostů. Poté musí následovat další logický krok národní technický předpis, nejlépe norma, která podrobněji rozpracuje a doplní ČSN EN v části Posouzení stavu a Strategie zejména o prvky uvedené v tomto příspěvku (ale nejenom o ně) a poskytne novou část Navrhování oprav. Současný stav a rozsah citované ČSN EN :2008 v uvedených částech jsou nedostatečné. Fotografie: archiv autora (vlastní fotografie) Ing. Jan Hromádko Ředitelství silnic a dálnic ČR jan.hromadko@rsd.cz 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 51

54 PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ FAILED CONCRETE DIAGNOSTIKA ŽELEZOBETONOVÉ KONSTRUKCE OBCHODNÍHO DOMU BAŤA V MARIÁNSKÝCH LÁZNÍCH DIAGNOSIS OF REINFORCED CONCRETE STRUCTURES OF BAŤA STORE IN MARIÁNSKÉ LÁZNĚ Petr Žítt, Pavel Schmid, Petr Daněk Článek se věnuje diagnostice železobetonové konstrukce vybudované ve 30. letech minulého století. Již v rámci předběžných prohlídek objektu se objevilo podezření z použití hlinitanového cementu v betonu. Provedením diagnostiky a laboratorními analýzami byl předpoklad výskytu hlinitanových cementů v betonu potvrzen. The article describes diagnosis of the reinforced concrete structures built in the 30s of the 20th century. Already during the preliminary examinations of the facility, suspicion was conceived that aluminate cement was used in concrete. After the performed diagnostics and laboratory analysis, this suspicion of occurrence of aluminate cements in concrete was confirmed. POPIS OBJEKTU Obchodní dům Baťa v Mariánských Lázních na ulici Dykova čp. 144 byl pětipodlažní železobetonový skelet se čtyřmi nadzemními a jedním podzemním podlažím. Dům byl situován na rohu Hlavní třídy a ulice Dykovy, která prudce stoupá od křižovatky vzhůru k ulici Lidická a Ruská (obr. 1). Objekt byl zapsán na seznamu nemovitých kulturních památek pod číslem 50830/ od roku Projektová dokumentace objektu a jeho výstavba byla realizována ve 30. letech 20. století, tj. v době provádění diagnostiky měl objekt více než 80 let. Z dostupných materiálů a podkladů nalezených v archivu příslušného stavebního úřadu a na základě prohlídky objektu vyplynulo, že budova nebyla v minulosti nikterak přestavována či rekonstruována a že stav v době provádění průzkumu plně odpovídal provedení při výstavbě objektu. KONSTRUKČNÍ SYSTÉM OBJEKTU Objekt byl založen na základových pasech a patkách, průřezy monolitických železobetonových základových pasů byly vždy obdélníkového tvaru. Základové patky byly tvaru komolého jehlanu se čtvercovou podstavou. Vnitřní svislé nosné prvky byly tvořeny železobetonovými sloupy kruhového průřezu. Ve štítových stěnách byly sloupy průřezu čtvercového. Obvodové stěny v suterénu byly rovněž ze železobetonu tloušťky 300 mm. Stropní konstrukce nad suterénem byla tvořena železobetonovým trámovým stropem s průvlaky a trámy. Stropní konstrukce nad nadzemními podlažími byla železobetonová žebírková se spodní vyztuženou podhledovou deskou s průvlaky mezi sloupy. Schodiště do suterénu bylo tvořeno lomenou železobetonovou schodišťovou deskou s nadbetonovanými stupni. Schodiště nadzemních podlaží bylo tvořeno železobetonovými lomenými trámovými schodnicemi, mezi kterými byla vybetonována schodišťová deska s nadbetonovanými stupni. Prohlídka objektu Předběžnou prohlídkou provedenou na základě výzvy k vyjádření majitele objektu k poruchám v suterénu bylo zjištěno masivní porušení krycích vrstev betonu železobetonového sloupu v prostorách bývalé kotelny s viditelně pokročilým stadiem koroze výztuže sloupu v jeho patě (obr. 2). V rámci předběžného opatření byly stropní konstrukce v okolí sloupu dočasně zajištěny montážními stavebními stojkami. Současně s tímto opatřením byla provedena celková prohlídka vizuálně přístupných částí nosných betonových konstrukcí, kde byly shledány další lokální poruchy. Ze sloupu v suterénu byl dále na základě nezvyklého povrchového zbar BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

55 PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ FAILED CONCRETE 3 4 Obr. 1 Perspektiva budovy Fig. 1 Perspective of the building Obr. 2 Pohled na sloup v suterénu se silně zkorodovanou betonářskou výztuží Fig. 2 View of a column in the basement with heavily corroded reinforcement bars Obr. 3 Kopaná sonda u základového pasu u sloupu č. 2 Fig. 3 Probe at the strip foundation near the column no. 2 Obr. 4 Vzorky betonu Fig. 4 Concrete specimens Tab. 1 Fyzikálně-mechanické parametry betonu dílčích konstrukčních celků Tab. 1 Physical-mechanical parameters of the concrete of the partial construction units Objemová Pevnosti na vzorcích Charakteristická Označení oblasti hmotnost (vzorek 1:1 výška/průměr) pevnost D minimální průměrná maximální X k [kgm -3 ] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] základové patky ,9 7,9 8,8 6,2 základový pas nebyly odebrány kompaktní vzorky betonu původní stěny 1. PP ,9 8 14,3 sloupy 1. PP oblast ,3 11,8 7,8 sloupy 1. PP oblast ,4 21,2 25,5 17,2 stropní konstrukce nad 1. PP ,2 21,1 24,1 18,1 sloupy 1. NP ,9 10,1 10,3 9,3 sloupy 2. NP ,5 8,2 8,8 6,3 sloupy 3. NP ,5 5,5 6,3 4,2 sloupy 4. NP nebyl odebrán kompaktní vzorek vení betonu odebrán vzorek, který byl následně podroben chemické analýze, z jejíž závěrů vyplynulo, že vzorek obsahoval vysoké množství Al 2 O 3 a s vysokou pravděpodobností se tudíž jednalo o beton s hlinitanovým cementem. Na základě tohoto zjištění bylo spolu se zástupci majitele objektu rozhodnuto o provedení stavebně statického posouzení objektu včetně podrobného materiálového průzkumu betonů nosných konstrukcí objektu a podrobného chemického složení použitého betonu. V rámci diagnostiky objektu nebylo uvažováno s ověřováním vyztužení, neboť byla k dispozici dochovaná projektová dokumentace s podrobným statickým výpočtem včetně výkresové dokumentace. STAVEBNĚ MATERIÁLOVÝ PRŮZKUM Ve dnech 21. a 22. května 2014 byl proveden podrobný stavebně materiálový průzkum kvality betonu nosných konstrukcí pracovníky Ústavu stavebního zkušebnictví Fakulty stavební VUT v Brně. Před zahájením vlastních diagnostických prací byly provedeny čtyři kopané sondy za účelem zjištění stavu železobetonových základových konstrukcí (obr. 3). Provedením tří sond u sloupů bylo zjištěno, že základové konstrukce svým tvarem odpovídají původní historické dokumentaci. Při prohlídce na místě bylo rozhodnuto o odběru jádrových vývrtů o průměrech 50 mm (nosné sloupy a stropní konstrukce) a 75 mm (základové konstrukce a stěny v suterénu). Převážná většina odběrů vzorků betonu byla provedena v suterénu, který nebyl v době provádění průzkumu užívaný. V nadzemních podlažích byla diagnostika omezena na nejnutnější možný rozsah prací. Celkem bylo odebráno 25 jádrových vývrtů (obr. 4), na kterých byly provedeny laboratorní zkoušky pevnosti betonu v tlaku. Na základě stanovených pevnostních parametrů a umístění v konstrukci byly vybrány vzorky pro chemickou analýzu. Výsledky stavebně materiálového průzkumu Po provedených laboratorních zkouškách pevnosti betonu v tlaku nebylo možné z důvodu velmi vysoké variability výsledků určit výslednou pevnostní třídu vztaženou na celý objekt. Stanovené výsledky pevností betonu byly rozděleny do několika zkušebních oblastí dle typu konstrukce, podlaží a místních podmínek (vlhkost v suterénu). Roztřídění do jednotlivých oblastí je znázorněno v tab. 1 a na obr. 5. Pro vyhodnocení pevnostních parametrů betonu bylo využito postupu dle normových předpisů [4] a [5], charakteristická pevnost betonu byla stanovena v souladu s postupem uvedeným v [3] s uvažovaným neznámým V x a lognormálním rozdělením materiálových vlastností. Struktura betonu základových patek odpovídala stanoveným pevnostním parametrům uvedeným v tab. 1 (vizuálně nižší obsah pojiva, povrchová pórozita betonu atd.). U sondy do základového pasu nebylo možné odebrat vzorek betonu z důvodu jeho velmi špatné kvality (během odvrtu docházelo k vymílání pojiva v důsledku chlazení vrtu), odhadovaná pevnost byla do 1,5 MPa. Na betonech základových konstrukcí nebyla provedena chemická analýza, dle struktury betonu a barvy pojiva nebylo pojato podezření na obsah hlinitanových cementů v základových konstrukcích. Z obr. 5 je patrné, že rozdělení do jednotlivých oblastí koreluje s polohou sloupů v konstrukci s ohledem na jejich lokaci. V oblasti 1 se nacházely sloupy ve sníženém suterénu, kde byla původně kotelna a jednalo se o místo s největší povrchovou vlhkostí nosných konstrukcí, a sloupy se zvýšenou vlhkostí od zasypaného prostoru mezi levou obvodovou stěnou a vnitřní souběžnou železobetonovou stě- 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 53

56 PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ FAILED CONCRETE nou. Sloupy nacházející se v oblasti 2 byly volně přístupné, nacházely se v jedné úrovni a nebyly ovlivněny zvýšenou vlhkostí, jako tomu bylo v případě oblasti 1. Nosné sloupy nadzemních podlaží vykazovaly klesající pevnost betonů ve vyšších podlažích, ve 4. NP pak již nebylo možné vzhledem k nízké pevnosti betonu ve sloupu vyjmout celistvý vzorek. Klesající tendence stanovených pevností betonu sloupů je rovněž patrná z tab. 1. Z vodorovných nosných konstrukcí bylo možné získat vzorky jen ze stropu nad 1. PP (suterén) vzhledem k provozu v objektu, výsledky charakteristických pevností betonu jsou uvedeny rovněž v tab. 1. CHEMICKÁ ANALÝZA BETONU Pro chemickou analýzu betonu bylo vybráno celkem sedm vzorků: sloupy v prostoru kotelny (č. 1 a 4), sloup v hlavní místnosti v suterénu (č. 12), sloup v 1. NP (č. 21), sloup ve 2. NP (č. 22), sloup ve 3. NP (č. 23) a sloup ve 4. NP (č. 25). Na vzorcích bylo provedeno zhodnocení povrchové struktury pojivového systému optickou mikroskopií, stanovení krystalograficky aktivních složek neznámého pojiva rentgenovou difrakční analýzou a studium mikrostruktury, typických krystalických či amorfních útvarů s prvkovou analýzou vybraných složek s využitím skenovací elektronové mikroskopie s EDS analyzátorem. Optickou mikrografií byly všechny vzorky prozkoumány a povrchy byly nasnímkovány při zvětšení 30x (obr. 6). Nebyly pozorovány významné odchylky ve složení pojivového systému, plniv, výrazné defekty či nadlimitní makroporozita. Vzorky vykazovaly různou míru degradace, přičemž příčina rozdílů nebyla stanovována. Pro rentgenovou difrakční analýzu byly dodané vzorky pomocí okružní laboratorní pily odděleny v hloubce 20 až 40 mm (měřeno od svrchní části konstrukce) a následně byly namlety (maximální velikost částic 0,09 mm), kvartovány a reprezentativní vzorky byly podrobeny analýze. Vzhledem k tomu, že nebyly identifikovány typické složky portlandského cementu či jeho hydratačních produktů, lze konstatovat, že neznámý pojivový systém nebyl založen na bázi portlandského cementu. Naopak byl identifikován typický hydratační produkt hlinitanového cementu s vysokou termodynamickou stabilitou (gibbsit) a především karbonatační produkty vápenaté uhličitany (kalcit, aragonit, vaterit). S využitím elektronového mikroskopu s EDS analyzátorem byly pozorovány krystalické útvary s typickým destičkovitým tvarem (gibbsit) a produkty karbonatační degradace pojiva (kalcit, aragonit, vaterit) (obr. 7). Nebyly nalezeny typické hydratační složky portlandského cementu. Studovaná mikrostruktura vykazovala výraznou mikroporozitu související s vysokým stupněm degradace pojivového systému. ZÁVĚRY Ačkoliv nebyly ve velkém rozsahu patrné projevy ztráty únosnosti železobetonových prvků monolitického železobetonového skeletu objektu Baťa v Marián ských Lázních, provedené průzkumy jednoznačně prokázaly, že docházelo k výrazným poklesům pevností betonů vlivem přeměny kalciumhydroaluminátů vzniklých hydratací použitého pojiva na bázi hlinitanového cementu. Mnohé rozhodující prvky, jako byly základové patky, sloupy a suterénní stěny, měly v době provádění diagnostiky již tak nízkou nebo téměř neměřitelnou pevnost betonu v tlaku, že skutečná namáhání těchto prvků byla na hranici reál né únosnosti. Při minimálním zvýšení silového účinku hrozil kolaps konstrukce jako celku. Na základě provedených odběrů jádrových vývrtů a následných laboratorních zkoušek fyzikálně-mechanických parametrů betonu bylo prokázáno, že konstrukční betony (základy, sloupy, stěny, stropy) vykazovaly velmi vysokou nestejnoměrnost, která byla pravděpodobně způsobena následujícími faktory a vlivy: technologická nekázeň při provádění jednotlivých částí konstrukce (nehomogenita jednotlivých záměsí, špatné hutnění betonu 54 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

57 PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ FAILED CONCRETE Obr. 5 Rozdělení sloupů v suterénu do oblastí dle stanovených pevností betonu Fig. 5 Partition of columns in the basement to the areas in accordance with the established parameters of concrete Obr. 6 Snímek povrchu u vzorku č. 22 (zvětšeno 30x) Fig. 6 Image of the surface on the sample no. 22 (enlarged 30x) Obr. 7 Typické tabulovité útvary gibbsitu a shluky kalcitu a aragonitu (zvětšeno 4 000x) Fig. 7 Typical pane formations of gibbsite and clusters of calcite and aragonite (enlarged 4 000x) Literatura: [1] ČSN EN Eurokód: Zásady navrhování konstrukcí. Praha: ČNI, [2] ČSN ISO Zásady navrhování konstrukcí Hodnocení existujících konstrukcí. Praha: ČNI, [3] ČSN Hodnocení a ověřování existujících konstrukcí Doplňující ustanovení. Praha: ÚNMZ, [4] ČSN EN Zkoušení betonu v konstrukcích Část 1: Vývrty Odběr, vyšetření a zkoušení v tlaku. Praha: ČNI, [5] ČSN EN Zkoušení ztvrdlého betonu Část 3: Pevnost v tlaku zkušebních těles. Praha: ČNI, [6] Stavební a konstrukční část projektové dokumentace z roku 1931 objektu čp. 144 Mariánské Lázně OD Baťa Mariánské Lázně. Archiv stavebního úřadu v Mariánských Lázních. [7] Statický výpočet objektu z roku 1931 objektu čp. 144 Mariánské Lázně OD Baťa Mariánské Lázně. [8] MATOUŠEK, M., DROCHYTKA, R. Atmosférická koroze betonů. Praha: IKAS, při jeho ukládání do bednění atd.), rozdílná uvažovaná kvalita betonu již při návrhu konstrukce (dle zatížení logický krok, který se nicméně později projeví v nerovnoměrném procesu degradace betonu v čase) a v neposlední řadě vlivy prostředí, zejména na konstrukce v suterénu objektu. Na základě provedené četnosti vzorků betonu zejména v nadzemních podlažích nebylo možné vyloučit i výrazně horší kvalitu betonu, než byla stanovena provedenými průzkumnými pracemi. Chemickými analýzami bylo dále jednoznačně ve všech vzorcích prokázáno pojivo na bázi hlinitanových cementů. Hlinitanový cement byl pro beton konstrukčních prvků používán ve 30. až 60. letech minulého století, a to zejména tehdy, byl-li požadován rychlý nárůst počátečních pevností. U betonu, jehož matrice je tvořena hydratačními produkty hlinitanového cementu, může i při exploataci v běžných podmínkách docházet k masivnímu poklesu pevnostních charakteristik. Dominantní příčinou poklesu pevnosti betonu na bázi hlinitanového cementu je pozvolná přeměna (tzv. konverze) kalciumhydroaluminátů vzniklých hydratací, přičemž tato přeměna může být urychlována některými dalšími činiteli, např. propustností betonu, vlhkostí, teplotou prostředí atd. Těmito procesy může být dokonce ohrožena stabilita celé konstrukce. Vzhledem k technickému stavu nosné konstrukce a prakticky neproveditelné sanaci bylo rozhodnuto o demolici objektu. V rámci příprav demolice bylo přistoupeno k odstranění všech konstrukcí až na úroveň stropní konstrukce nad suterénem. Zachování těchto částí stavby je dočasné, aby nebyla ohrožena stabilita veřejných prostranství kolem objektu z důvodů odstranění konstrukcí stabilizujících plochy kolem objektu a přenesení zemních tlaků do nich. Úplné odstranění všech konstrukcí suterénu včetně založení původní stavby může být provedeno až po realizaci zajištění stavební jámy. V současné době je již demolice objektu v pokročilém stadiu. Poznatky získané z provedené demolice a případné doplňkové zkoušky vybraných nosných prvků objektu poskytnou zcela jistě další cenné informace o způsobu provádění těchto konstrukcí. Příspěvek byl vytvořen 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. Ing. Petr Žítt zitt.p@fce.vutbr.cz doc. Ing. Pavel Schmid, Ph.D. schmid.p@fce.vutbr.cz Ing. Petr Daněk, Ph.D. danek.p@fce.vutbr.cz všichni: Fakulta stavební VUT v Brně Ústav stavebního zkušebnictví Text článku byl posouzen odborným lektorem. The text was reviewed. Firemní prezentace vysprávková malta s antikorozními ú inky apple.rep surface první malta s antikorozními účinky doplňuje chybějící beton vyhlazuje povrch chrání před korozí prodlužuje životnost stavby 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 55

58 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH TRVANLIVOSŤ BETÓNOVÝCH NÁDRŽÍ BIOPLYNOVEJ STANICE DURABILITY OF CONCRETE TANKS FOR BIOGAS PLANT Juraj Bilčík, Július Šoltész, Adolf Bajza V mnohých prípadoch je betón vystavený silným účinkom environmentálneho zaťaženia, čo ovplyvňuje trvanlivosť konštrukcie. Norma ČSN/ STN EN 206 sa zaoberá účinkami agresívnosti chemického pôsobenia zeminy a podzemnej vody. Na základe druhu a koncentrácie agresívnych látok ich zaraďuje do stupňov prostredia. Či a do akej miery sú kritériá pre zeminy a podzemné vody aplikovateľné na iné prostredia s chemickými účinkami na betón (čistiarne odpadových vôd, bioplynové stanice a pod.) musí byť stanovené individuálne. V príspevku sa identifikujú látky napádajúce betón a oceľovú výstuž bioplynových nádrží a analyzujú možnosti ich primárnej a sekundárnej ochrany. There are many situations where concrete is highly stressed by the environmental exposure which may affect the durability of the structure. The standard ČSN/STN EN 206 concerns with a chemical attack in ground soil and water and so defines the classification of the attack in exposition classes on basis of the type and concentration of the aggressive agents. Whether and to what extent the criteria for soils and groundwater are applicable to other fields with chemical attack on concrete (wastewater and biogas plants, etc.) must be determined individually. The paper deals with the presence of aggressive substances in biogas tanks that attack concrete and steel reinforcement, and analyses the effectiveness of primary and secondary protection. Tab. 1 Odporúčané opatrenia na primárnu ochranu betónu proti síranovej agresivite (ČSN/STN EN 206/NA) Tab. 1 Recommended measures for primary protection of concrete against sulphate aggression (ČSN/STN EN 206/NA) Rozhodujúci stupeň vplyvu prostredia XA1 b) XA2 b) XA3 b) 1 Maximálna hodnota vodného súčiniteľa w/c 0,55 0,5 0,45 2 Minimálna odporúčaná pevnostná trieda betónu C25/30 C30/37 C35/45 3 Minimálny obsah cementu [kg/m 3 ] Maximálny priesak vody stanovený podľa ČSN/STN EN [mm] 50 5 Maximálna nasiakavosť betónu stanovená podľa ČSN/STN % hmotnosti 6 Cement podľa ČSN/STN EN 206, Tab. F.2 pri síranovej agresivite a) SR 0 síranovzdorný (obsah C 3 A v slinku = 0 %) SR 3 síranovzdorný (obsah C 3 A v slinku 3 %) SR 5 síranovzdorný (obsah C 3 A v slinku 5 %) SR síranovzdorný (bez požiadavky na C 3 A) TRVANLIVOSŤ BETÓNU Betón ako najvšestrannejší a najrozšírenejší stavebný materiál má široké uplatnenie aj v poľnohospodárskych stavbách: podlahy ustajňovacích objektov, hnojovicové zariadenia, silá, silážne jamy a v posledných rokoch aj nádrže bioplynových staníc. Uvedené príklady uplatnenia betónu sa vyznačujú vyšším environmentálnym zaťažením, a preto často vyžadujú primárnu a/alebo sekundárnu ochranu. Európske normy na navrhovanie a zhotovovanie betónových konštrukcií sa vzťahujú aj na poľnohospodárske stavby. ČSN/STN EN 206 obsahuje požiadavky na trvanlivosť betónových konštrukcií, ktoré sú v chemicky agresívnom prostredí rovnocenné s požiadavkami na ich bezpečnosť [1]. Koncepcia trvanlivosti betónovej konštrukcie vystavenej účinkom chemicky agresívneho prostredia musí zohľad ňovať požiadavku na zvýšenú odolnosť betónu (obr. 1). Ak je betón vystavený chemickému pôsobeniu zeminy, podzemnej vody alebo odpadových vôd podľa tab. 1 ČSN/STN EN 206/NA, treba uvažovať vplyv prostredia stupňov XA1 až XA3. Medzné hodnoty pre stupne chemického pôsobenia zeminy a podzemnej vody uvádza tab. 2 ČSN/STN EN 206. Podkladom tejto klasifikácie je koncentrácia agresívnych látok v zemine, resp. podzemnej vode pri uplatnení obvyklých okrajových podmienok, ako je permanentná prítomnosť agresívnych látok, teplotný rozsah od 5 do 25 C alebo prítomnosť stojacej, resp. pomaly prúdiacej podzemnej vody. Ak sa vyhodnocuje agresívnosť prostredia mimo zeminy a podzemnej vody, kde nie sú splnené uvedené okrajové podmienky, napr. pre chladiace veže, nádrže ČOV a BPS, môže byť táto stupnica aplikovaná iba v obmedzenom rozsahu. Odporúčané medzné hodnoty zloženia a vlastností betónu pre jednotlivé stupne agresívnosti prostredia uvádza tab. F1 a F2 v ČSN/STN EN 206/NA. Pre síranovú agresivitu sú zhrnuté v tab. 1. Pri pôsobení agresívnych chemických látok, ktoré nie sú uvedené v tab. 2 ČSN/STN EN 206, alebo ak hodnoty prekračujú medzné hodnoty, sa ochranné opatrenia stanovia podľa osobitného projektu. CEM I SR 0 CEM I SR 3 CEM I SR 5 CEM III/B SR CEM III/C SR CEM IV/A SR CEM IV/B SR CEM I SR 0 CEM I SR 3 CEM III/B SR CEM III/C SR CEM IV/B SR CEM I SR 0 CEM III/B SR CEM III/C SR Poznámka: a) Použije sa tab. 2 ČSN/STN EN b) Pri stupni vplyvu prostredia XA3, alebo ak hodnoty prekračujú medzné hodnoty uvedené v tab. 2 ČSN/STN EN 206, resp. za prítomnosti iných agresívnych chemikálií je potrebná sekundárna ochrana betónu. Pri dodržaní hodnôt riadkov 1 až 5 a druhu cementu podľa riadku 6 tejto tabuľky netreba použiť prísady a prímesi. Tab. 2 Zloženie bioplynu [8] Tab. 2 Composition of biogas [8] Plynné zložky bioplynu Chemický vzorec Objem [%] metán CH 4 50 až 75 oxid uhličitý CO 2 25 až 45 vodná para H 2 O 2 až 7 dusík N 2 < 2 kyslík O 2 < 2 vodík H 2 < 1 sírovodík H 2 S < 2 Obr. 1 Koncepcia trvanlivosti betónovej konštrukcie podľa ČSN/STN EN 206 [2] Fig. 1 Concept of concrete structures durability according to ČSN/STN EN 206 [2] Obr. 2 Valcové železobetónové nádrže bioplynovej stanice [6] Fig. 2 Circular concrete tanks for biogas plant [6] Pri navrhovaní konštrukcií vystavených chemicky agresívnemu prostrediu je často problematická identifikácia látok napádajúcich nosné materiály a stanovenie stupňa ich chemickej agresívnosti, resp. rýchlosti korózie. Agresívnosť chemického prostredia pre betón vystavený kyselinám závisí na druhu kyseliny a hodnote ph [3]. Pri projektovaní treba overiť s akými látkami sa môže betón počas životnosti stavby dostať do kontaktu. Dôležitým parametrom návrhu je aj časové obdobie, počas ktorého sa požaduje splnenie návrhových kritérií medzných 56 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

59 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH stavov. Z tohto pohľadu je najdôležitejším údajom návrhová životnosť konštrukcie, ktorá primárne závisí od účelu stavby a je najčastejšie špecifikovaná investorom. Pre poľnohospodárske stavby uvádza ČSN/STN EN 1990 predpokladanú návrhovú životnosť od 15 do 30 rokov. NÁDRŽE BIOPLYNOVÝCH STANÍC Bioplynová stanica (BPS) je zariadenie na využitie energetického potenciálu organických odpadov. Povoľovanie, výstavba a prevádzka BPS sú často sprevádzané aj diskusiami a konfliktmi s užívateľmi susedných pozemkov. Aby sa tomu v budúcnosti zabránilo, treba šíriť a propagovať poznatky umožňujúce dlhodobú a bezporuchovú prevádzku týchto zariadení. Nevyhnutnou súčasťou BPS sú najmä otvorené alebo zakryté valcové nádrže (obr. 2). Dno, steny i strop nádrží BPS sa najčastejšie zhotovujú z monolitického železobetónu. Pri ich návrhu je vhodné zohľadniť odporúčania smernice pre vodonepriepustné betónové konštrukcie [4], [5]. Jedná sa o technologické, konštrukčné a výrobné opatrenia na obmedzenie vzniku a šírky trhlín a tesnosť pracovných škár. Problematický je styk steny s dnom a stropom, ako aj samotný strop. Ten sa väčšinou betónuje v jednom cykle, bez pracovných škár. V závislosti od použitej vstupnej suroviny na výrobu bioplynu sa môžu funkcie nádrží odlišovať. Jedná sa najčastejšie o tieto typy nádrží: homogenizačná nádrž na zber a premiešanie vstupnej suroviny (hnoj/ hnojovica alebo rastlinná siláž), primárny a sekundárny fermentor so stropom alebo pri skladovaní bioplynu s plynotesným fóliovým krytom, koncový sklad pre fermentovaný substrát. Nádrže BPS majú z prevádzkových a staticko-konštruktívnych dôvodov najčastejšie valcovitý tvar. Plášť železobetónovej nádrže má výšku 6 až 9 m, priemer do 40 m a hrúbku 0,25 až 0,3 m. Na zhotovenie valcových nádrží z monolitického betónu sa používa veľkoplošné stenové kruhové debnenie [7]. Vo vysokých, úzkych stenách pôsobí pomerne veľký tlak čerstvého betónu a problematické je aj ukladanie a zhutňovanie betónu zhora. Vhodné je preto plnenie debnenia samozhutniteľným betónom odspodu. Tento spôsob betónovania má viaceré výhody (vylúčenie zhutňovania, nedochádza k segregácii, dokonalejšie obalenie výstuže, kvalitnejší povrch stien). Rýchlosť betonáže sa môže kontrolovať a usmerňovať monitorovaním ťahových síl v kotvách debnenia. Pri návrhu nádrže podľa ČSN/STN EN , resp. ČSN/STN EN treba zohľadniť nasledovné priame a nepriame zaťaženia a účinky: vlastná tiaž nádrže, tiaž a vibrácie strojnotechnologického zariadenia, tiaž a tlak náplne, tiaž zakrytia nádrže, tlak zeminy pri zapustených alebo podzemných nádržiach, napätia od objemových zmien betónu (hydratácia betónu, teplotné zmeny počas prevádzky), vztlak podzemnej vody, obmedzenie šírky trhlín (vodo- a plynonepriepustnosť), pretlak, resp. podtlak vo fermentore, účinky seizmicity. Navyše sú nádrže vystavané environmentálnemu zaťaženiu (fyzikálne a chemické účinky prostredia), ktoré môže ohroziť ich odolnosť, používateľnosť i trvanlivosť. Nádrž primárneho a sekundárneho fermentora Srdcom bioplynovej stanice je nádrž fermentora, kde za anaeróbnych podmienok prebieha rozklad organických látok. Fermentoru treba venovať zvláštnu pozornosť, lebo pri fermentácii dochádza aj k uvoľňovaniu agresívnych plynov amoniaku a sírovodíka, ktoré vyvolávajú riziko výbuchu a urýchľujú koróziu nosných materiálov. Optimálna teplota pre fermentáciu sa pohybuje medzi 35 až 55 C. Na udržanie tejto teploty má plášť fermentora vonkajšiu tepelnú izoláciu, ktorú však nemožno považovať za ochrannú vrstvu zvyšujúcu trvanlivosť betónu. Ak premena biologicky rozložiteľného odpadu prebieha bez prístupu vzduchu (anaeróbna digescia), dochádza k vzniku bioplynu. Ten sa skladá predovšetkým z metánu a oxidu uhličitého (tab. 2). Upravený bioplyn sa využíva ako zdroj obnoviteľnej energie na výrobu elektrickej energie alebo tepla. Zvyšok biomasy je vysokohodnotné organické hnojivo. Všeobecne možno konštatovať, že kvapalná fáza náplne fermentora predstavuje menšiu agresívnosť biogénnej kyseliny na betón ako plynná fáza. Za určitých okolností dochádza k tvorbe kyseliny sírovej, kyseliny uhličitej, sírniku železnatého a vo vode rozpustných solí. Zároveň prebieha karbonatácia betónu. Pôsobením uvedených účinkov dochádza k degradácií betónu (pokles ph, nárast plynopriepustnosti, korózia a zmenšovanie hrúbky betónovej krycej vrstvy), čo môže spôsobiť aj depasiváciu a koróziu betonárskej výstuže [3]. Koncepcia trvanlivosti betónovej konštrukcie Agresívnosť prostredia Účinky prostredia: - chemické - fyzikálne Odolnosť betónu - zloženie - pevnosť - hutnosť - stupeň hydratácie Stupne prostredia Trvanlivosť betónu 1 2 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 57

60 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 3 Obr. 3 Nádrž koncového skladu s membránou na uskladnenie bioplynu Fig. 3 Terminal storage tank with a membrane roof for biogas storage Obr. 4 a) Stena fermentora so širokou trhlinou, b) hnedé až čierne výluhy digestátu Fig. 4 a) Digester tank wall with a wide crack, b) brown to black digestant leakage Odpadový substrát z rastlinnej, resp. živočíšnej výroby a produkty ich kvasenia predstavujú v kvapalnej fáze pre betón chemicky slabo, resp. stredne agresívne prostredie (XA1, resp. XA2), s ph od 6 do 8 pri jednostupňových, resp. od 4,5 do 6,3 pri dvojstupňových reaktoroch. Nad substrátom vznikajúci bioplyn obsahuje sírovodík (H 2 S). Oxidačné (sírne) baktérie za prítomnosti kyslíka oxidujú sírovodík na biogénnu kyselinu sírovú (H 2 SO 4 ). Tá vytvára silno agresívne chemické prostredie (XA3) s teoretickou hodnotou ph 1, čo významne urýchľuje koróziu betónu a výstuže. Účinky a rýchlosť pôsobenia biogénnej síranovej korózie betónu uvádza napr. [9]. V súvislosti so zvýšenou teplotou vo fermentore je zrejmé, že trvanlivosť a bezporuchová prevádzka nádrží si vyžadujú zvýšenú pozornosť projektanta, zhotoviteľa i prevádzkovateľa BPS. Na zníženie agresívnosti bioplynu sa používajú rôzne metódy na jeho odsírenie. Najčastejšie sa za týmto účelom do priestoru s uskladneným plynom vháňa 3 až 8 % objemu čerstvého vzduchu z celkového objemu bioplynu. Chemickou reakciou oxidáciou sírovodíka vzniká nerozpustná síra: 2 H 2 S + O 2 2 S + 2 H 2 O. Z uvedeného vyplývajú minimálne požiadavky na špecifikáciu betónu fermentorov [2]: v oblasti kvasenia substrátu v kvapalnej forme: - XA1 pre kvasenie substrátu z rastlinnej výroby, - XA2 pre kvasenie substrátu zo živočíšnej výroby, - XC2 vnútorný povrch nádrže, - XC3 vonkajší povrch nádrže pod tepelnou izoláciou, - hrúbka betónovej krycej vrstvy pri oboch povrchoch zodpovedajúca XC4, - vodonepriepustný betón (maximálny prie sak 50 mm podľa ČSN/STN EN ), v oblasti skladovania plynu: - XA3 so sekundárnou ochranou vnútorného povrchu nádrže, - alternatívne oddelenie nosnej a ochrannej funkcie (napr. chemicky odolná výstelka)*, - špeciálne technické postupy a prevádzkové opatrenia na zabránenie korózie biogénnou kyselinou sírovou (v tomto prípade možno znížiť stupeň chemickej agresivity XA)**, - XC3 vnútorný povrch nádrže, - XC3 vonkajší povrch nádrže pod tepelnou izoláciou, - hrúbka betónovej krycej vrstvy pri oboch povrchoch zodpovedajúca XC4, - XF1 na vonkajšom povrchu v miestach bez tepelnej izolácie, - vodo- a plynonepriepustný betón (w/c 0,45). To znamená, že v oblasti anaeróbneho kvasenia substrátu z rastlinnej výroby (XA1) sa odporúča trieda pevnosti betónu C25/30, kým v oblasti skladovania plynu (XA3) trieda C35/45. V prípade realizácie opatrení (*) alebo (**) je možné použiť betón nižšej triedy. Treba si však uvedomiť, že vo všeobecnosti majú výstelky menšiu životnosť ako betón. Všeobecnou podmienkou pre plynonepriepustnosť nádrže je použitie betónu s w/c 0,45, ako aj účinné spracovanie a ošetrovanie betónu. Predĺžené ošetrovanie betónu (trieda ošetrovania 3 alebo 4 podľa ČSN/STN EN 13670) je účinný prostriedok na zlepšenie kvality betónového povrchu. Prípadné trhliny sa musia utesniť. Skoré trhliny (z poklesu hydratačného tepla) v plášti vodou naplnenej nádrže (skúška vodonepriepustnosti) sa v závislosti od okrajových podmienok (šírka trhlín, hrúbka plášťa, tlak vody) môžu do šiestich týždňov samé utesniť. Po tomto čase presakujúce trhliny treba utesniť kombináciou predpätia plášťa a injektážou trhlín. Pri presakovaní kvapalnej fázy, resp. pri kontakte s plynnou fázou fermentácie nemožno počítať so samoutesňovaním trhlín v betóne. Vodo- a plynotesnosť nádrže sa dá dosiahnuť použitím špeciálnych pružných náterových systémov (napr. na báze polyurea) alebo PE fólií [7]. V odbornej literatúre sú protichodné informácie o vplyve močoviny na zatvrdnutý betón. Na betóne vystavenom 49 dní močovine nebolo zistené makroskopické, či mikroskopické porušenia betónu [10]. Dokonca aj pri viacročnom uložení bola preukázaná odolnosť betónu pri styku s močovinou [11]. Prítomnosť hydroxidu vápenatého v betóne vytvára zásadité prostredie, ktoré chráni oceľovú výstuž pred koróziou. Ak prichádza hydroxid vápenatý do styku s močovinou, prebehne reakcia [12]: Ca(OH) 2 + (NH 2 ) 2 CO CaCO NH 3. Ak vznikajúci čpavok nie je včas odvedený, môže vznikať aj kyselina dusičná. V tom prípade treba pre betón uvažovať stupeň prostredia XA3. Navyše reakcia hydroxidu vápenatého s močovinou znižuje alkalitu betónu, čím sa vytvárajú podmienky pre koróziu výstuže. V prípade styku železobetónovej konštrukcie s odpadom zo živočíšnej výroby je preto oprávnené jej zaradenie do stupňa XA2. 58 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

61 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Ostatné nádrže BPS Pri špecifikácií betónu nádrží na zber, skladovanie a premiešanie vstupných surovín, ako aj fermentovaného substrátu možno postupovať podobne, ako pre nádrže fermentora. Pri stanovení stupňov agresívnosti prostredia sa zohľadní najmä druh vstupnej, resp. výstupnej suroviny a technologický proces prebiehajúci v nádrži. V otvorených nádržiach a bunkroch je siláž vystavená vonkajšej poveternosti. Pri daždi dochádza k vylúhovaniu fermentovaných organických kyselín zo siláže, ktorých agresívnosť narastá. Navyše zmrazovacie a rozmrazovacie cykly zosilňujú účinok zriedených fermentačných kyselín. Pre steny otvorených nádrží, resp. bunkrov v kontakte so silážou platia na špecifikáciu betónu tieto minimálne požiadavky: XA3 so sekundárnou ochranou vnútorného povrchu, hrúbka betónovej krycej vrstvy pri oboch povrchoch zodpovedajúca XC4, XF1 pri oboch povrchoch, odporúčaná pevnostná trieda betónu C35/45. Pri návrhu nádrží koncových skladov so stropom alebo s fóliovým krytom na uskladnenie plynu sa použije špecifikácia betónu ako pre fermentory [2]. APLIKÁCIA HPC A UHPC O vodonepriepustnosti a teda aj trvanlivosti betónu rozhodujú mikroštruktúra cementovej matrice a prechodnej zóny. Vzlínavosť a nasiakavosť betónu závisí predovšetkým od obsahu kapilárnych pórov v cementovej matrici. Základným opatrením na zníženie vodopriepustnosti betónu je znížiť obsah kapilárnych pórov. To sa dosiahne nižšou dávkou zámesovej vody a kvalitou ošetrovania betónu. Na základe zloženia a štruktúry cementového kameňa vyvoláva voda napučiavanie betónu, ktoré obmedzuje jej prienik. Pri organických kvapalinách sa tento efekt neprejavuje, priesak ovplyvňuje predovšetkým veľkosť molekúl kvapaliny [13] a fyzikálne podmienky, ako sú napr. teplota, tlak a rýchlosť prúdenia kvapaliny. V posledných dvoch dekádach bol dosiahnutý pozoruhodný pokrok v oblasti technológie betónu. Vysoko hodnotný betón (HPC) s pevnosťou vyše 50 MPa je výrazne hutnejší a má nižšiu permeabilitu, a tým aj trvanlivosť ako obyčajný betón (NC). Vývoj ultra vysokohodnotného betónu (UHPC) s pevnosťou v tlaku vyše 150 MPa priniesol aj výrazné zvýšenie trvanlivosti betónu, ktorá je spojená so zvýšeným odporom proti prenikaniu agresívnych plynov a kvapalín. Permeabilitu betónu ovplyvňuje mikroštruktúra cementovej matrice a rozhrania medzi ňou a kamenivom (prechodná zóna). Prechodná zóna je najslabšou fázou betónu. Jej vlastnosti závisia od druhu a množstva hydratačných produktov, charakteru pórovej štruktúry a mikrotrhlín. Prechodná zóna vysokohodnotného betónu je oveľa hutnejšia a pevnejšia ako v obyčajnom betóne. Zlepšenie mikroštruktúry HPC a UHPC sa dosahuje použitím nízkeho vodného súčiniteľa (w/c), vhodných chemických prísad, puzolánovou reakciou a filerovým efektom minerálnych prímesí. Porovnanie parametrov priepustnosti a trvanlivosti NC, HPC a UHPC poskytuje tab. 3. VPLYV TRHLÍN NA TRVANLIVOSŤ NÁDRŽÍ V nádržiach BPS sa vyskytujúca močovka, hnojovica a silážne šťavy sú zaradené medzi kvapaliny ohrozujúce životné prostredie. Betón, ktorý má v nádrži nosnú aj tesniacu funkciu musí popri odolnosti a trvanlivosti nádrží zabezpečiť aj ochranu životného prostredia, t. j. aby sa tieto kvapaliny nekontrolo va ne nedostali do styku s podzemnou vodou. Vodonepriepustnosť betónu nezaručuje, že z neho vyrobená konštrukcia je nepriepustná pre kvapaliny. Na betónových nádržiach sa často prejavujú líniové priesaky cez trhliny a škáry. Pri priesaku vody dochádza v trhlinách, najmä v dôsledku tvorby uhličitanu vápenatého (CaCO 3 ), za určitých okolností k samoutesneniu trhlín. Pri priesaku kvapalín z nádrží BPS sa trhliny zužujú najmä následkom usadzovania nečistôt a k samoutesneniu väčšinou nedochádza [15]. Analýzou príčin vzniku a šírky deliacich trhlín v stenách betónových nádrží sa podrobnejšie zaoberá článok [16]. Závažnosť výskytu presakujúcich trhlín z hľadiska spoľahlivosti nádrží BPS možno dokumentovať poruše- Tab. 3 Parametre priepustnosti a trvanlivosti NC, HPC a UHPC [14] Tab. 3 Permeability and durability characteristics of NC, HPC and UHPC [14] Parameter NC C35/45 EN 206 HPC C100/115 UHPC celková pórovitosť [%] približne 15 približne 8 4 až 6 kapilárne póry [%] približne 8 približne 5 1,5 až 2 permeabilita dusíka [m 2 ] < difúzia chloridov hĺbka vniknutia [mm] hĺbka karbonatácie betónu po troch rokoch [mm] 7 4 1,5 odolnosť proti zmrazovacím a rozmrazovacím cyklom strata hmotnosti [g/m 2 ] < až 50 faktor absorpcie vody [-] a 4b 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 59

62 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Literatúra: [1] THIENEL, K. CH. Werkstoffe des Bauwesens Dauerhaftigkeit von Beton. Universität der Bundeswehr München, 2011, 49 s. [2] BOSE, T. Landwirtschaftliches Bauen Chemische Angriffe bei landwirtschaftlichen Betonbauten. 8. Symposium Baustoffe und Bauwerksunterhaltung. Karlsruher Institut für Technologie (KIT), 17. März 2011, s [3] KÖNIG, A., RASCH, S., NEUMANN, T., DEHN, F. Betone für biogenen Säureangriff im Landwirtschaftsbau. Beton- und Stahlbetonbau. 2010, 105, Heft 11, s [4] Smernica pre vodonepriepustné betónové konštrukcie biele vane (SmeBV). SKSI, 2012, 67 s. [5] Technická pravidla ČBS 04. Vodonepropustné betonové konstrukce. Praha: ČBS ČSSI, 2015, 93 str. [6] BOSE, T. Biogasanlagen. Behälter aus Stahlbeton. Beton Marketing Süd Bauberatung. [7] MILICH, J., KOCOUREK, R. Výstavba kruhových monolitických železobetonových nádrží. Beton TKS. 2012, roč. 12, č. 3, s [8] TEBBE, H., JESKO, G., SIEBERT, B. Landwirtschaftliches Bauen Chemischer Angriff auf Betonbauwerke. Beton Kalender 2016, s [9] TEPLÝ, B., SCHEJBAL, R., ŘOUTIL, L., PARKAN, T., ROVNANÍKOVÁ, M. Spolehlivost a životnost betonového kanalizačního potrubí možnosti výpočetního modelování. Beton TKS. 2015, roč. 15, č. 5, s [10] NACKE, U., HORNIG, U., DEHN, F. Selbstdichtungsverhalten von Trennrissen in Stahlbetonkonstruktionen unter Einwirkung von landwirtschaftlichen Flüssigkeiten. Beton- und Stahlbetonbau. 2014, 109, Heft 8, s [11] BICZÓK, I. Concrete corrosion, concrete protection. Akadémia kiadó, Budapest, 1972, 545 p. [12] BAJZA, A., BILČÍK, J. Granulačná veža močoviny v Dusle Šaľa. In: Zborník z 8. seminára Sanácia betónových konštrukcií. Smolenice , s [13] GUSE, U. Beton in LAU-Anlagen. 8. Symposium Baustoffe und Bauwerksunterhaltung. Karlsruher Institut für Technologie (KIT), 17. März 2011, s [14] SCHMIDT, M., FEHLING, E. Ultra-High-Performance Concrete: Research, Development and Application in Europe. In: Seventh international symposium on the utilization of high-strength/highperformance concrete. Washington, USA: ACI, [15] SIEBERT, B. Betonbau bei chemischem Angriff neue DBV- Arbeitshilfen. Beton- und Stahlbetonbau. 2015, 110, Heft 7, s [16] BILČÍK, J., DOHNÁLEK, J. Analýza, diagnostika a sanácia trhlín v stenách betónových nádrží. Beton TKS. 2015, roč. 15, č. 3, s ním stien nádrží, ktoré boli zaznamenané na nových, resp. nedávno sprevádzkovaných nádržiach. Dno a steny nádrže sa spravidla navrhujú na limitnú šírku trhlín 0,2 mm [15]. Aj keď sa podarí dodržať túto šírku trhlín, je používateľnosť a trvanlivosť nádrže ohrozená. To sa týka predovšetkým nádrží bez izolácie na vnútornom povrchu, ale aj prípadov ak vzniknú trhliny aj na izolácii. Extrémne, až havarijné situácie vznikajú, ak poddimenzovaná vodorovná výstuž steny sa dostane do plastického stavu, čo má za následok nadmerné šírky trhlín (obr. 4a). Namiesto bielych výluhov hydroxidu vápenatého na vonkajšom povrchu nádrže naplnenej vodou vznikajú na nádrži fermentora hnedé až čierne výluhy digestátu (vyhnitý biokal, obr. 4b) (stena nádrže bola predopnutá až po vzniku trhlín). Pri nádržiach vystavených stupňu prostredia XA1 až XA2 sa možno spoliehať primárne na ochranné opatrenia a vodo- a plynonepriepustnosť betónu iba v prípadoch, ak v betóne nevzniknú trhliny, resp. sa použijú sekundárne ochranné opatrenia. Zabránenie vzniku trhlín v stenách valcových nádrží je prakticky možné iba pri plnom predpätí stien [15]. V nádržiach so stupňom prostredia XA3 treba kombinovať primárne a sekundárne ochranné opatrenia aj u predpätých nádrží. SEKUNDÁRNA OCHRANA BETÓNU Na základe vyššie uvedených problémov s trvanlivosťou, resp. nepriepustnosťou betónu je možné urobiť záver, že nosná, resp. ochranná a tesniaca funkcia betónu nádrží BPS by sa mali oddeliť. Ochrannú a tesniacu funkciu by mala zabezpečovať sekundárna ochrana. Pri stupni vplyvu prostredia XA3 predpisuje ČSN/STN EN 206/NA sekundárnu ochranu. Pod sekundárnou ochranou sa rozumie obmedzenie alebo vylúčenie pôsobenia agresívneho prostredia na betónovú konštrukciu opatreniami urobenými po jej zhotovení. Sekundárna ochrana na vnútornom povrchu nádrže by mala prekrývať trhliny s periodickou zmenou šírky a mať primeranú chemickú a mechanickú odolnosť. Na tento účel sa v nádržiach BPS najčastejšie používa špeciálna polyetylénová fólia (HD-PE), ktorá sa vkladá na vnútornú stranu debnenia. Podrobnejšie údaje o fólii sa uvádzajú v [7]. Na povrchovú ochranu betónu v chemicky agresívnom prostredí sa dlhodobo používajú aj náterové systémy, ktoré definuje ČSN/STN EN Ako spojivo pre nátery sa používajú rôzne organické polyméry (napr. akrylátové), kopolyméry (napr. styrenakrylátové), epoxidové alebo polyuretánové živice a pod. Pri výbere náterového systému na sekundárnu ochranu nádrží musia byť splnené požiadavky uvedené v predošlom odseku. V minulosti bol problém s kombinovaním požiadaviek na pružnosť a mechanickú odolnosť náteru. V posledných rokoch sa osvedčili dvojzložkové polymočovinové nátery (polyurea), ktoré spĺňajú všetky požiadavky na sekundárnu ochranu nádrží BPS. Orientačné technické vlastnosti pri hrúbke náterového systému 2 mm: kapilárna nasiakavosť a prepúšťanie vody w = 0,01 kg/m 2.h 0,5, priepustnosť pre CO 2 : S D = 285 m, dlhodobá odolnosť proti zriedeným zásadám a kyselinám do +40 C, prekrývanie trhlín v podklade: pre plynulé otváranie trhliny trieda A5 (> 2,5 mm), pre periodické zmeny šírky trhliny trieda B4.1 ( 0,5 mm), trvalá odolnosť proti oderu podľa Tabera: úbytok hmotnosti < 200 mg. Výsledné vlastnosti náterových systémov s certifikátom CE podľa ČSN/STN EN udávajú výrobcovia v technických listoch. Vzhľadom na rýchle tuhnutie, vysokú rozťažnosť, chemickú odolnosť a protiabrazívne vlastnosti majú polymočovinové nátery viaceré výhody oproti štandardným pružným náterovým systémom. ZÁVERY Bioplynové stanice sa v posledných rokoch stávajú významným výrobným odvetvím v poľnohospodárstve a majú rastúci podiel aj na výrobe tepelnej a elektrickej energie. Obvodové prvky nádrží BPS sú vystavené kvapalným a plynným produktom kvasenia substrátov z rastlinnej a živočíšnej výroby. Príspevok poskytuje prehľad o zložení a agresívnosti látok, ktoré prichádzajú do styku s betónom. Uvádzajú sa opatrenia na primárnu a sekundár- 60 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

63 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH nu ochranu betónu nádrže fermentora i ostatných technologických nádrží proti síranovej korózii. Výrazné zvýšenie trvanlivosti betónu voči uvedeným účinkom je možné dosiahnuť použitím HPC a UHPC. Trvanlivosť alebo tesniaca funkcia kvalitného betónu môžu byť porušené trhlinami. Ani vodonepriepustnosť kvalitných betónov, resp. dosiahnutie projektovanej šírky trhlín (< 0,2 mm) nezabránia dlhodobému priesaku agresívnych kvapalín cez deliace trhliny v nádržiach vystavených prostrediu XA1 a XA2. V tomto prípade treba urobiť opatrenia na zabránenie vzniku trhlín (predpätie), prípadne kombinovať primárnu i sekundárnu ochranu betónu. Vodo- a plynotes nosť nádrží sa dosiahne použitím špeciálnych pružných náterových systémov alebo fólií na vnútorné povrchy betónu. V prostredí XA3 sa predpisujú aj v prípade, že sa jedná o nádrže bez trhlín (napr. predpätý betón). Vzhľadom na problémy s trhlinami a agresívnosť prostredia je použitie sekundárnej ochrany účinný prostriedok na zabezpečenie používateľnosti a trvanlivosti betónových nádrží BPS. Keďže v súčasnosti neexistuje všeobecne uznávaná metodika skúšania odporu betónu proti účinkom prostredia bioplynových nádrží, je hodnotenie chemickej agresívnosti, ako aj odhad vývoja korózie betónu a výstuže spojené s viacerými neistotami. Na základe uvedeného sa odporúča stav primárnej a sekundárnej ochrany betónu nádrží BPS monitorovať a v prípade potreby sekundárnu ochranu obnovovať. Príspevok vznikol za podpory výskumného projektu VEGA 1/0583/15 Analýza spoľahlivostných rizík navrhovania a zhotovovania betónových konštrukcií. prof. Ing. Juraj Bilčík, PhD. Stavebná fakulta STU Bratislava Katedra betónových konštrukcií a mostov juraj.bilcik@stuba.sk doc. Ing. Július Šoltész, PhD. Stavebná fakulta STU Bratislava Katedra betónových konštrukcií a mostov julius.soltesz@stuba.sk prof. Ing. Adolf Bajza, PhD. Stavebná fakulta STU Bratislava Katedra materiálového inžinierstva adolf.bajza@stuba.sk Text příspěvku byl posouzen odborným lektorem. The text was reviewed. VÁPNO, CEMENT, EKOLOGIE 2016 ODBORNÝ SEMINÁŘ Odborný seminář Vápno, cement, ekologie pořádá Výzkumný ústav maltovin Praha, s. r. o., každý rok na konci jara již od roku U zrodu myšlenky pravidelně se potkávat a vyměňovat si zkušenosti stál v té době významný český odborník v oblasti vápenictví pan Arnošt Tuček. Záměrem těchto setkání byla a je vzájemná výměna zkušeností odborníků z cementářského a vápenického průmyslu v České republice i na Slovensku. Náplň přednášek k aktuálním tématům zajišťují mj. delegáti z řad Ministerstva životního prostředí ČR a Ministerstva průmyslu a obchodu ČR a zástupci verifikačních a certifikační institucí. Letošní seminář se konal ve dnech 16. až 18. května 2016 v hotelu Skalský dvůr v Lísku u Bystřice nad Pernštejnem a navštívilo jej přes 110 účastníků. Odbornými garanty semináře byli prof. RNDr. Pavla Rovnaníková, CSc., z VUT v Brně a Ing. Jan Gemrich z Výzkumného ústavu maltovin Praha, s. r. o. Obsah příspěvků se soustředil na dvě hlavní témata: Emise skleníkových plynů (GHG) a biomasa - Změny a příprava systému EU ETS po roce Tuhá alternativní paliva validace a stanovení obsahu biomasy - Zkušenosti z verifikace skleníkových plynů ve vápenickém a cementářském průmyslu Katalytická a nekatalytická redukce NO x a úniky NH 3 - Provozní zkušenosti s oxidy dusíku a amoniakem v cementárnách Předsedající semináře Ing. Petr Hrbek a Ing. Jan Gemrich (zleva) Z dalších přednášek byly zařazeny např. Manipulace a skladování tuhých alternativních paliv, Správnost a přesnost rentgenových difrakčních analýz Rietveldovou metodou a automatizace fázových analýz v cementárnách, Vylepšování geomechanických vlastností zemin vápnem ad. Prostor předsálí určený pro firemní prezentace Odborní garanti semináře prof. RNDr. Pavla Rovnaníková, CSc., a Ing. Jan Gemrich Přednáškový sál Cimbálová muzika Podluží Během semináře se našel čas i na oddychovější část programu v podobě exkurze na státní zámek Rájec-Jestřebí na Blanensku a večerního vystoupení cimbálové muziky Podluží. Tradice tohoto odborného semináře bude jistě pokračovat, a proto se již nyní začíná pozvolna organizovat 24. ročník, který proběhne v roce Informace o místě a termínu konání naleznete včas na stránkách v aktualitách. Připravili: Ing. Stanislava Rollová a redakce 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 61

64 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH VLIV DOTVAROVÁNÍ MLADÉHO BETONU NA VELIKOST VYNUCENÝCH NAPĚTÍ CREEP EFFECT OF EARLY AGE CONCRETE ON THE STRESSES DUE TO RESTRAINED IMPOSED DEFORMATION Lukáš Zvolánek, Ivailo Terzijski, Jaroslav Kadlec Dotvarování betonu je jev, který je významný nejen z dlouhodobého hlediska, ale i u mladého betonu. Příspěvek ukazuje význam dotvarování betonu pro vznik smršťovacích trhlin. Analyzovány jsou možné přístupy k výpočtu a měření dotvarování. Je ověřena možnost využít pro stanovení míry dotvarování v tahu reologického modelu pro dotvarování v tlaku. Creep of concrete is a phenomenon that is significant not only in the long term, but also in young concrete. The paper shows the importance of concrete creep to shrinkage cracking. We analysed the methods of the calculation and measurement of creep. Use of the rheological model to creep in compression for determining levels of the tensile creep is verified. Dotvarování či relaxace betonu jsou jevy stavebním odborníkům dobře známé. Většina si je spojuje především s účinky dlouhodobého zatížení a odpovídajícími napěťovými a přetvárnými charakteristikami betonu. Je ovšem třeba si uvědomit, že jev dotvarování nás provází již od okamžiku vzniku struktury v betonu a současně nemusí být jen odezvou na vnější zatížení betonu či konstrukce. U mladého betonu může být významným aspektem dotvarování vyvolané jeho smršťováním. Nejvýznamnější podíl na celkovém smrštění má u mladého betonu chemické smršťování, či jeho viditelná část autogenní smršťování. V delším časovém horizontu, též v závislosti na způsobu a míře ochrany betonu proti odpařování vody, převládá obvykle smrštění od vysychání. Je- -li smršťování betonu bráněno, projeví se to nutně změnou napjatosti a příp. i vznikem trhlin. TRHLINY A DALŠÍ NEGATIVNÍ DŮSLEDKY OBJEMOVÝCH ZMĚN BETONU Trhliny v betonu jsou přes velký pokrok v technologii betonu stále závažným problémem. Smršťovací trhliny (ale i trhliny jiného původu) nejenže degradují estetický vzhled konstrukcí, ale mohou také snižovat jejich trvanlivost. V případě mladého betonu je trhlina porušení, jež obvykle vyvstává z objemových změn betonu. V reálných konstrukcích je totiž objemovým změnám více či méně bráněno, a proto se mohou v materiálu rozvíjet tzv. vynucená tahová napětí. Smršťování probíhající za takových podmínek označujeme jako vázané smršťování. Pevnost betonu je v úvodní fázi zrání relativně malá, a beton je proto v tomto období ke vzniku trhlin značně náchylný. Trhliny se objevují po překonání kritické rovnováhy, tj. ekvivalence tahové pevnosti betonu a vynucených napětí. Je logické, že se při návrhu konstrukcí snažíme smršťovací trhliny eliminovat, příp. alespoň minimalizovat. V průběhu návrhu konstrukce je podle požadavků platného standardu [13] nezbytné predikovat, zda trhliny v konstrukci vzniknou, příp. v jakém rozsahu. K takové predikci je nezbytné znát časový průběh nárůstu tahové pevnosti a současně i vývoj vynucených napětí. Velikost napětí může být vypočtena z aktuální míry smrštění, odpovídajícího modulu pružnosti a stupně omezení deformace při smršťování [5]. Není však dostačující použít vztahy pouze podle teorie lineární pružnosti, neboť do procesu navíc vstupuje dotvarování betonu. VÝZNAM CHARAKTERU NAMÁHÁNÍ VYVOLÁVAJÍCÍHO DOTVAROVÁNÍ Dotvarování je obecně časově závislá vlastnost betonu způsobující nárůst deformace betonového (železobetonového) prvku při jeho neměnném silovém zatížení (napětí). Procesy způsobující dotvarování mohou ovšem mít také opačný efekt: při neměnné deformaci se napětí v betonu v čase snižuje. Tento jev se nazývá relaxace. Souhrnně mohou tyto jevy vést k nadměrným dlouhodobým deformacím konstrukcí a u předpjatého betonu ke ztrátám předpětí. V obou případech jde o již zmíněné negativní jevy, mající za následek nákladné sanace konstrukcí a v horším případě i jejich kolaps [7], [11]. Smršťování působí na konstrukci jako deformační zatížení, proto se v čase snižuje velikost vynucených napětí v konstrukci jako důsledek relaxace betonu [2]. Bylo experimentálně prokázáno, že vlivem relaxace může u mladého betonu úroveň napětí klesnout až na polovinu teoretického elastického napětí [1]. Důležité je si uvědomit, že při smršťování se iniciuje dotvarování betonu v tahu. Navzdory tomu, že důležitost dotvarování betonu v tahu v souvislosti s velikostí vynucených napětí byla některými odborníky zdůrazňována již dříve [2], existuje v současné době velmi málo studií o dotvarování betonu při tomto způsobu namáhání (nalezeno pouze v [1], [2]). Proto je v některých pracích vliv dotvarování v tahu zanedbáván (např. [6]) nebo uvažován pouze ve zjednodušené formě (např. [5]). Hlavní příčinou tohoto stavu je zřejmě skutečnost, že proces dotvarování betonu v tahu lze jen velmi obtížně experimentálně sledovat, zatímco pro sledování dotvarování při tlakovém namáhání existuje ověřený postup doporučený RILEM [12]. K překonání výše uvedeného omezení bylo experimentálně a numericky ověřováno, zda může být dotvarování v tahu vyčísleno podle stávajícího sofistikovaného reologického modelu definovaného v Eurokódu 2, navrženého primárně pro namáhání v tlaku [13]. VÝPOČET VYNUCENÝCH NAPĚTÍ V MLADÉM BETONU S VLIVEM DOTVAROVÁNÍ S ohledem na různorodost průběhu smršťování v souvislosti s historií zatížení je nutné přesný výpočet vynucených napětí provést metodou časové diskretizace TDA (Time Discretization Analysis) [8]. Podstatou TDA je výpočet napětí metodou step-by-step, tj. po diskrétních krocích. Předpokládá se přitom, že vynucená napětí se mění skokem pouze v odpovídajících diskrétních časových uzlech. Velikost těchto napětí lze vyčíslit podle teorie lineární pružnosti. Při odpovídajícím postupu vyhodnocení je pro každou změnu elastického napětí Δσ el vypočítána odpovídající relaxace. Výsledný průběh aktuálního napětí σ act je zde dán superpozicí všech napětí v předem zvolených diskrétních časových uzlech. Princip TDA 62 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

65 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH lze tedy obecně zapsat do rovnice (1) vycházející z Eurokódu 2: ( ) n t el i () t =, (1) act i= 0 E t 1 ( tt) ( ) +, i i E ( 28) kde φ (t,t i ) je součinitel dotvarování pro časový interval <t i, t> vztažený k 28dennímu modulu pružnosti betonu, E(t i ) hodnota modulu pružnosti v okamžiku t i a E(28) 28denní hodnota modulu pružnosti betonu. Existují rovněž zjednodušené metody pro analýzu vynucených napětí reflektující určitým způsobem i historii zatížení, přičemž jako poměrně přesná a současně výpočetně nenáročná se jeví metoda efektivního modulu závislého na čase (Age-adjusted Effective Modulus Method AEMM) [9]. Zjednodušení spočívá v zavedení součinitele χ (nazývaného Trost-Bažantův součinitel), zohledňujícího historii zatížení. Pak lze uvažovat pouze jednu funkci součinitele dotvarování φ (t,t 0 ), kde okamžik vnesení zatížení (t 0 ) je konstantní hodnota pro výpočet napětí v libovolném čase t: () t el () t = act E() t 1+ ( tt, ) ( tt, ) E ( ) n ( t E t i) ( i) i= 0 =. (2) E() t 1+ ( tt, ) ( tt, ) E 0 0 ( 28) Výpočet elastického napětí je proveden přírůstkově s ohledem na změny hodnoty modulu pružnosti betonu E v čase. 1 Napětí [MPa] Přesné řešení 5 uzlů v dekádě 10 uzlů v dekádě 20 uzlů v dekádě 50 uzlů v dekádě 0 0,01 0, Doba vystavení vysychání [d] OPTIMALIZACE DĚLENÍ ČASOVÉ OSY NA ČASOVÉ UZLY Pro TDA výpočet je nezbytné rozdělit (diskretizovat) časovou osu na konečný počet časových uzlů. Menší interval mezi uzly vede k přesnějšímu výpočtu. Na druhou stranu, při malých intervalech vznikne hodně časových uzlů vedoucích následně k velkému množství výpočetních operací, což v extrémním případě ztěžuje provedení TDA i na běžné výpočetní technice. Pro vyjasnění naznačených souvislostí byla provedena parametrická studie ukazující závislost chyby výpočtu na množství časových uzlů. Studie byla realizována na modelové úloze zachycující běžný beton, u kterého byl uvažován průběh smršťování a modul pružnosti podle nejnovějšího reologického modelu B4 [7]. Výpočet vynucených napětí byl proveden pomocí TDA rovnice (1), přičemž dotvarování bylo uvažováno podle modelu uvedeného v Eurokódu 2. Jelikož je funkce dotvarování podobná logaritmické funkci, je efektivní zde aplikovat i logaritmické dělení časové osy. Bylo zkoumáno dělení na 5, 10, 20 a 50 uzlů v jedné dekádě, když dekáda je interval mezi stářím 10 x a 10 x+1 dní. Odchýlení od přesného stanovení jsou pro zvolené počty uzlů zřejmá z obr. 1, kde je zobrazen vývoj vynucených napětí v závislosti na čase pro různý počet časových uzlů. Přesné řešení označuje výpočet napětí pomocí TDA s intervalem mezi časovými uzly 0,01 dne pro všechny dekády, neboť při menším intervalu (tj. zpřesnění) již nedocházelo ke změně průběhu napětí v provedené studii. S ohledem na získané výsledky lze konstatovat, že dělení 50 uzlů na dekádu je dostatečné, a tedy použitelné z hlediska požadované přesnosti výpočtu. SROVNÁNÍ SOUČINITELE DOTVAROVÁNÍ V TAHU A V TLAKU Během procesu smršťování se projevuje dotvarování betonu v tahu. V současné době neexistuje žádný standardizovaný postup pro predikci dotvarování v tahu a rovněž ne pro jeho experimentální ověřování. Altoubat & Lange [1] experimentálně stanovili součinitel dotvarování v tahu podle metodiky navržené Kovlerem [2]. Její podstatou je sledování dvou identických vzorků, přičemž jeden se smršťuje volně a druhý je vystaven vázanému smršťování. Omezení smršťování je provedeno uzavřenou zatěžovací smyčkou tak, že jakmile smrštění vzorku dosáhne hodnoty 5 μm/m, vzorek je zatížen tahovou silou, která ho vrátí zpět na původní délku. Toto deformační zatěžování se může opakovat do doby, než se beton poruší. Obr. 1 Optimalizace dělení časové osy Fig. 1 Optimization of time nodes distribution Obr. 2 a) Vývoj součinitele dotvarování mladého betonu v čase; převzato z [1], b) vývoj součinitele dotvarování podle Eurokódu Fig. 2 a) Creep coefficient development of early age concrete in time; acc. to [1], b) creep coefficient development according to Eurocode 2a 2b Součinitel dotvarování [-] 2 1,5 1 0,5 χ = 0,6 χ = Stáří [h] 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 63

66 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Obr. 3 a) Sledování volného smršťování na zařízení Frame One, b) sestava zařízení pro kontinuální měření ultrazvukovou impulsovou metodou Fig. 3 a) Free shrinkage monitoring on Frame One equipment, b) equipment for continuous monitoring by ultrasonic pulse velocity measurement Obr. 4 Navržená geometrie prstenců Ring-testu Fig. 4 Proposed Ring-test geometry Obr. 2a zobrazuje průběh experimentálně odvozeného součinitele dotvarování betonu v tahu podle studie provedené v [1], kde byl zkoumán jak vysokohodnotný beton (HPC), tak i beton běžných pevností (NC) s různými vodními součiniteli. Při zde předkládaném výzkumu byly sledovány betony běžných pevností s vodním součinitelem přibližně 0,4, proto byla pro srovnání vývoje součinitele dotvarování použita křivka NC-0.4 z obr. 2a. Ta reprezentuje prostý beton s vodním součinitelem 0,4. Je třeba zdůraznit, že během prováděného experimentu se v čase mění zatížení vzorku i modul pružnosti betonu, proto odvozený součinitel dotvarování reflektuje historii zatížení a jedná se tedy přesněji o tzv. součinitel dotvarování závislý na čase (χφ). Trost-Bažantův koeficient χ zohledňuje historii zatížení a podle [9] se pro mladé betony pohybuje přibližně v rozmezí hodnot 0,6 až 0,8. Pro srovnání byl proveden výpočet součinitele dotvarování pro tlakové namáhání podle Eurokódu (obr. 2b) [13]. Známé vstupní parametry byly dodrženy stejné jako při experimentu popsaném v [1], ostatní parametry byly odhadnuty (byla uvažována třída cementu R, průměrná pevnost betonu v tlaku 50 MPa). Na obr. 2b je zobrazen průběh součinitele dotvarování podle Eurokódu [13] pro okamžik zatížení 12 h (χ = 1) a součinitele dotvarování závislého na čase (zohledňující historii zatížení) s odhadnutým koeficientem χ = 0,6. Z porovnání mezi experimentem a výpočtem podle Eurokódu je patrné, že dotvarování betonu v tahu je větší než dotvarování betonu při tlakovém namáhání podle [13] (srovnání křivky NC-0.4 na obr. 2a a křivky χ = 0,6 na obr. 2b). V případě výpočtu vynucených napětí (zapříčiněných smršťováním) redukuje dotvarování jejich velikost, proto vede uvažování nižšího dotvarování k nadhodnocení aktuální míry napětí v betonu. Použití reologického modelu podle Eurokódu (pro tlak) pro výpočet dotvarování v tahu vede k bezpečnému vyhodnocení aktuální míry napětí, protože skutečné namáhání bude pravděpodobně nižší. Autoři ale zmíněné tvrzení nedoporučují zobecňovat pro všechny druhy betonů, protože dostupná databáze experimentů je zatím velmi omezená. Ve studii bylo uvažováno dotvarování podle [13] a získané výsledky byly nepřímo ověřeny experimentálně pomocí Ring-testu [3]. EXPERIMENTY PROVEDENÉ NA VUT V BRNĚ Metodika Byly sledovány a analyzovány dva betony běžný a se sníženým smršťováním. Vstupní hodnoty pro výpočet (predikci) vynucených napětí, tj. průběh 4 smršťování a modulu pružnosti v čase, byly stanoveny experimentálně. Smršťování (volné) bylo měřeno pomocí zařízení Frame One (obr. 3a) [10], kde jsou užity válcové vzorky průměru 110 mm a délky 990 mm. Prvních sedm dní byly vzorky uloženy v měřicím zařízení Frame One (uzavřené ve formě) a následně byly odformovány a nadále uloženy v tomtéž zařízení v klimatizované laboratoři s relativní vlhkostí vzduchu 60 %. Statický modul pružnosti byl stanoven destruktivní zkouškou dle [14] v časech 7, 14 a 28 dní. K získání podrobného snímku změn jeho velikosti v čase byla navíc využita nedestruktivní ultrazvuková impulsová metoda. Na obr. 3b je vidět sestava zařízení pro kontinuální záznam rychlosti průchodu UZ impulsu vzorkem betonu, který byl měřen pomocí moderního přístroje Pundit PL-200. Pro kontrolu výpočtu vynucených napětí byl využit tzv. Ring-test, jehož metodika je podrobně popsána v normě ASTM [3]. Při tomto experimentu se čerstvý beton ukládá a hutní do mezikruží tvořeného vnitřním a vnějším prstencem. Vnitřní prstenec je tuhý (ocelový) a brání betonu volně se deformovat při jeho smršťování (pasivní omezení deformace). Vnější prstenec slouží dočasně pouze jako bednění. Během zrání betonu se kontinuálně zazname- 3a 3b 64 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

67 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Obr. 5 a) Volné smršťování sledovaných betonů, b) změny modulu pružnosti sledovaných betonů v čase Fig. 5 a) Free shrinkage of monitored concretes, b) modulus of elasticity development of monitored concretes Obr. 6 Vynucená napětí a průběh vázaného smršťování betonu C1 Fig. 6 Residual stresses and restrained shrinkage development of concrete C1 Obr. 7 Vynucená napětí a průběh vázaného smršťování betonu C2 Fig. 7 Residual stresses and restrained shrinkage development of concrete C2 5a Volné smršťování [μm/m] C1 C Stáří betonu [d] 5b Modul pružnosti [GPa] C1 C Stáří betonu [d] nává deformace (přetvoření) vnitřního prstence od okamžiku betonáže vzorku. Sleduje se tedy výhradně vázané smršťování, resp. napjatost vyvolaná vázaným smršťováním. Ve srovnání s normou [3] byla upravena geometrie vzorku (obr. 4) tak, aby bylo možné zkoušet beton s kamenivem do velikosti zrna 22 mm a současně zůstal zachován stupeň omezení deformace při smršťování odpovídající řešení v normě [3]. Uvedená úprava geometrie byla provedena na základě numerické studie, kterou uskutečnili Moon & Weiss [4]. Výsledný stupeň omezení pro použité prstence Ring- -testu je přibližně 0,82. Při Ring-testu lze přímo zaznamenat okamžik vzniku trhliny v betonu. Tento časový bod by měl korespondovat s okamžikem, kdy nastane ekvivalence vynucených napětí a tahové pevnosti. Jelikož byl vývoj tahové pevnosti měřen také experimentálně, mohl Ring- -test sloužit jako verifikace výpočtu vynucených napětí. Okamžik vzniku trhliny při Ring-testu by měl odpovídat průniku veličin vynucených napětí a tahové pevnosti. Materiály Byly monitorovány dva betony s objemovou hmotností přibližně kg/m 3. Maximální zrno kameniva bylo 22 mm. Poměr kameniva k cementu byl 4,7:1 a vodní součinitel u obou betonů byl 0,43. Oba betony byly vyrobeny při použití cementu CEM II/B-S 32,5R. Referenční beton (označen jako C1) kromě superplastifikátoru neobsahoval žádné další příměsi nebo přísady. Receptura druhého betonu označeného C2 byla navržena tak, aby byla snížena úroveň vynucených napětí vlivem smršťování. Beton C2 obsahoval protismršťovací přísadu v množství 3 % z hmotnosti cementu a expanzivní přísadu v množství 5 % z hmotnosti cementu. Výsledky Průběh volného smršťování a modulu pružnosti obou testovaných betonů (C1, C2) je zobrazen na obr. 5. Naměřené hodnoty byly použity pro výpočet vynucených napětí. (Uvažovaný stupeň omezení při smršťování byl roven 0,82.) Beton C2 během prvních dvou dní expandoval až na hodnotu 100 μm/m. Tato expanze byla zapříčiněna zejména použitím expanzivní přísady. Průběh vynucených napětí v betonu C1, resp. C2, je patrný z obr. 6, resp. obr. 7, kde σ act označuje teoretický vývoj napětí v betonu včetně dotvarování (vypočteného TDA), σ el průběh teoretického elastického napětí (bez vlivu dotvarování) a f ct je tahová pevnost betonu. Z podstaty věci vyplývá, že rozdíl mezi σ el a σ act je vlastně relaxace zkoumaného materiálu. Průnik křivek f ct a σ act predikuje vznik smršťovací trhliny. Na sekundární ose grafu jsou zobrazeny hodnoty vázaného smrštění, které se vážou pouze ke křivce Ring-test. Ta označuje průběh vázaného smršťování, kde vznik trhliny indikuje náhlá změna přetvoření. V rámci studie byl rovněž proveden přesný výpočet vývoje koeficientu χ v čase podle rovnice (2), kde hodnoty σ act byly dosazeny z výpočtu TDA a průběh součinitele dotvarování byl vypočten podle Eurokódu pro t 0 = 14 h. Závislost koeficientu χ na stáří betonu je patrná z obr. 8. U betonu C1 jsou rozkolísané hodnoty koeficientu v prvních dnech měření zapříčiněny průběhem smršťování betonu zachyceného na obr. 5a. Diference mezi aktuálním (reálným) a teoretickým (elastickým) napětím je v prvních dnech po přípravě betonu poměrně malá (obr. 6), a proto je hodnota χ extrémně citlivá i na malou odchylku mezi výpočtem TDA a zjednodušenou metodou AEMM. Obdobná situace nastala také u betonu C2. Proto je v případě betonu C2 průběh χ vykreslen až pro čas větší než 20 dní. 6 7 Napětí [MPa] el act 12 f ct Ring-test Relaxace Stáří betonu [d] Vázané smršťování [μm/m] Napětí [MPa] el f ct act Ring-test Relaxace Stáří betonu [d] 0 Vázané smršťování [μm/m] 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 65

68 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Trost-Bažantův koeficient [-] 1 C1 C2 0,8 0,6 0,4 0, Stáří betonu [d] 8 9 Napětí [MPa] C1(1) C1(2) 1 C2(1) C2(2) Stáří betonu [d] Pozn.: Při výpočtu metodou AEMM byla použita konstantní hodnota χ. Podle obr. 8 pro beton C1 byla stanovena hodnota χ přibližně 0,45 a pro beton C2 přibližně 0,4. Na obr. 9 je srovnání mezi přesným výpočtem metodou TDA křivky C1(1), C2(1) a výpočtem zjednodušenou metodou AEMM křivky C1(2), C2(2). Diskuse výsledků Bylo potvrzeno, že dotvarování betonu významně ovlivňuje velikost v něm vznikajících vynucených napětí, a to i v jeho raném stadiu zrání. U betonu C1 byla vypočtena jeho relaxace ve stáří 80 dní přibližně 50 %, zatímco u betonu C2 byla přibližně 47 %. U betonu C1 dobře koresponduje teo retický časový bod vzniku smršťovací trhliny se skutečným vznikem trhliny při Ring-testu (obr. 6). Náhlá změna přetvoření při sledování vázaného smršťování zde nastala ve stáří 25 dní (při hodnotě vázaného smrštění 82 μm/m), zatímco ekvivalence tahové pevnosti a vynucených napětí nastala již v 18. dni. Tato odchylka odpovídá dříve zmíněnému předpokladu, že dotvarování betonu v tahu je vyšší než uvažované dotvarování v tlaku vypočtené podle Eurokódu. Pozn.: Po vzniku trhliny přirozeně v betonu poklesne hodnota napětí. Tento pokles není na obr. 6 znázorněný, protože cílem našeho zkoumání je predikovat okamžik vzniku smršťovací trhliny a ne chování betonu po vzniku trhlin. U optimalizovaného betonu C2 nevznikla při měření Ring-testu žádná trhlina (měření vázaného smršťování bylo po 80 dnech ukončeno). Tato skutečnost odpovídá průběhu vynuceného napětí a vývoji tahové pevnosti, kdy během 80 dnů nenastala ekvivalence Obr. 8 Vývoj Trost-Bažantova koeficientu v čase Fig. 8 Changes of Trost-Bažant coefficient in time Obr. 9 Srovnání TDA se zjednodušenou metodou AEMM Fig. 9 TDA and AEMM methods comparison sledovaných veličin (obr. 7). Rezerva únosnosti (pevnosti v tahu) u optimalizovaného betonu C2 v 80. dni je přibližně 0,8 MPa. Ze získaných výsledků byl také odvozen koeficient χ uplatňující se při výpočtu napětí zjednodušenou metodou AEMM podle rovnice (2). Z křivek vzniklých při využití tohoto koeficientu na obr. 9 je patrné, že χ pro zkoumané betony dokáže velice dobře reflektovat historii zatížení smršťováním. Literatura: [1] ALTOUBAT, S. A., LANGE, D. A. Creep, shrinkage, and cracking of restrained concrete at early age. ACI Materials Journal. Springer Netherlands, 2001, Vol. 98, No. 4, p [2] KOVLER, K. Testing system for determining the mechanical behavior of early age concrete under restrained and free uniaxial shrinkage. Materials and structures DOI: /bf [3] ASTM Standard C1581. Standard Test Method for Determining Age at Cracking and Induced Tensile Stress Characteristics of Mortar and Concrete under Restrained Shrinkage. ASTM International, DOI: / C1581_C1591M-09A. [4] MOON, J. H., WEISS, J. Estimating residual stress in the restrained ring test under circumferential drying. Cement and Concrete Composites. Kidlington: Elsevier, 2006, Vol. 28, No. 5, p [5] HOSSAIN, A. B., WEISS, J. Assessing residual stress development and stress relaxation in restrained concrete ring specimens. Cement and Concrete Composites. 2006, Vol. 26, No. 1, p DOI: 1016/S (03) [6] HOSSAIN, A. B., WEISS, J. The role of specimen geometry and boundary conditions on stress development and cracking in the restrained ring test. Cement and Concrete Research. Hong Kong: Elsevier, 2004, Vol. 36, No. 5, p DOI: /j.cemconres [7] BAŽANT, Z. P., HUBLER, M. H., WENDNER, R. Model B4 for creep, drying shrinkage and autogenous shrinkage of normal and high-strength concretes with multi-decade applicability. TC-242- MDC multi-decade creep and shrinkage of concrete: material model and structural analysis. Materials and Structures. 2015, Vol. 48, No. 4, p DOI: /s [8] NAVRÁTIL, J. Prestressed concrete structures. 2 nd ed. Ostrava: Technical University of Ostrava, Faculty of Civil Engineering, ISBN [9] BAŽANT, Z. P. Prediction of Concrete Creep Effects Using Age-Adjusted Effective Modulus Method. ACI Journal Proceedings. 1972, Vol. 69, No. 4, p DOI: / ISSN [10] KRATOCHVÍL, M., TERZIJSKI, I., KADLEC, J., ZVOLÁNEK, L. Autogenní smršťování a jeho měření od okamžiku uložení betonu. Beton TKS. 2014, roč. 14, č. 3, s ISSN: [11] BAŽANT, Z. P., YU, Q., LI, G., KLEIN, G. J., KŘÍSTEK, V. Excessive deflections of record-span prestressed box girder. Concrete International. 2010, Vol. 32, No. 6, p [12] ACKER, P., BAŽANT, Z. P., CHERN, J. C., HUET, C., WITTMANN, F. H. Measurement of time-dependent strains of concrete (prepared by subcommittee 4 of RILEM Committee TC 107-CSP). Materials and Structures/Materiaux et Constructions. 1998, Vol. 31, No. 212, p [13] ČSN EN Eurokód 2. Navrhování betonových konstrukcí Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby. Praha: ČNI, [14] ČSN EN Zkoušení ztvrdlého betonu Část 13: Stanovení modulu pružnosti v tlaku. Praha: ČNI, BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

69 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH ZÁVĚR Na základě experimentálně naměřených hodnot pro referenční beton C1 a optimalizovaný beton C2 byl metodou TDA proveden výpočet vynucených napětí. Ačkoliv je beton vlivem smršťování namáhán tahem, bylo uvažováno se součinitelem dotvarování pro tlakové namáhání, a to podle reologického modelu v Eurokódu 2. Vypočtené hodnoty vynucených napětí byly nepřímo ověřeny experimentálně pomocí tzv. Ring-testu a lze konstatovat, že pro zkoumané betony je možné uvažovat stejný součinitel dotvarování jak pro zatížení tlakem, tak i pro tahové zatížení. Získané výsledky ukazují, že úplné zanedbání dotvarování by vedlo k enormním odchylkám od reálného namáhání prvku, a to i v raném stadiu zrání betonu. Dále bylo prokázáno, že výpočet vynucených napětí lze provést zjednodušenou metodou AEMM [9], a to bez významné odchylky od přesného řešení. Součinitel χ byl stanoven pouze pro dva testované betony, proto by bylo vhodné v dalším výzkumu hodnotu tohoto součinitele na základě reál ných průběhů smršťování zobecnit i pro širší spektrum běžných betonů. Naměřené hodnoty také potvrzují, že úroveň vynucených napětí lze významně snížit optimalizací receptury betonu. U optimalizovaného betonu C2 nevznikly během sledovaného období smršťovací trhliny. Sledování volného smršťování zkoumaných betonů stálé probíhá a výsledky dlouhodobého chování budou prezentovány v budoucnu. Příspěvek byl vytvořen 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 a juniorského projektu č. FAST-J Ing. Lukáš Zvolánek zvolanek.l@fce.vutbr.cz prof. Ing. Ivailo Terzijski, CSc. terzijski.i@fce.vutbr.cz Ing. Jaroslav Kadlec kadlec.j@fce.vutbr.cz všichni: Fakulta stavební VUT v Brně Text článku byl posouzen odborným lektorem. The text was reviewed. XXVI. MEZINÁRODNÍ SYMPOZIUM SANACE 2016 A 9. KONFERENCE ZKOUŠENÍ A JAKOST VE STAVEBNICTVÍ Doc. Ing. Karel Kolář, CSc., držitel ocenění Významná osobnost v oboru sanací betonových konstrukcí (ocenění předal prof. Ing. Leonard Hobst, CSc.) 18. května t. r. se v aule Fakulty stavební na VUT v Brně uskutečnil slavnostní zahajovací večer sympozia Sanace 2016 a konference Zkoušení a jakost ve stavebnictví 2016, které pořádaly Sdružení pro sanace betonových konstrukcí a Ústav stavebního zkušebnictví Fakulty stavební VUT v Brně. Letos byly obě akce poprvé pořádány společně. V průběhu večera byla zveřejněna ocenění v oboru sanace betonových konstrukcí. Titulem Významná osobnost v oboru sanací betonových konstrukcí byl v letošním roce oceněn doc. Ing. Karel Kolář, CSc., z Experimentálního centra ČVUT. Čestné uznání za účast v kategorii Sanační dílo roku 2015 získala firma Sasta CZ, a. s., za opravu požární nádrže v obci Letovice-Jasinov. Čestné uznání za účast v kategorii Sanační materiál roku 2015 získala společnost Saint-Gobain Construction Products CZ, a. s., di vi ze Weber, za správkovou maltu na beton s antikorozními účinky Weber.rep surface. V závěru večera přítomné potěšila svým vystoupením hudební skupina Shadow Quartet. Následující den začal společným blokem sympozia a konference, který uvedl děkan Fakulty stavební VUT v Brně profesor Rostislav Drochytka. Poděkoval organizátorům a společné konferenci popřál mnoho úspěchů. Profesor Leonard Hobst ve svém projevu připomněl historii sympozia i konference. Zamyslel se také nad možnými příčinami menšího zájmu o podobný typ konferencí, které mohou být způsobeny ekonomickým útlumem, ale zejména špatným nastavením spolupráce odborné a vědecké veřejnosti, která je z finančních důvodů nucena publikovat své výsledky výzkumu v zahraničí a za účast na konferenci by nezískala tolik potřebné body. Docent Jan Tomek ve své řeči ocenil působení SSBK a zdůraznil potřebu sanací v oblasti mostů v blízké budoucnosti. Po představení cen z předcházejícího večera byla předána Cena Karla Hollana, která je udělovaná od roku 2012 k výročí 50 let od založení Katedry stavebnin a zkušebních metod na VUT v Brně a současně k výročí 10 let od úmrtí jejího zakladatele a prvního vedoucího inženýra Karla Hollana. Toto ocenění za celoživotní přínos oboru stavebního zkušebnictví v letošním roce zí s- kal doc. Ing. Zdeněk Bažant, CSc. Společné pořádání obou akcí umožnilo účastníkům libovolně přecházet mezi přednáškovými sály a vybírat si pro ně nejzajímavější témata přednášek, která nevybočovala z obvyklých mantinelů. Střídaly se příspěvky týkající se výsledků výzkumu akademických pracovišť s výsledky terénní diagnostiky, byl popisován rozvoj zkušebních metod, nové přístroje, byly představeny inovativní sanační materiály apod. Tematicky se obě akce vhodně doplňovaly a prolínaly. V rámci sanací zazněla i řada příspěvků věnovaná diagnostice a sanacím památkově chráněných a historických objektů, což korespondovalo s letošním tématem Sympozia. Často diskutovaným problémem současnosti, jak zmínil prof. Leonard Hobst ve svém úvodním proslovu, bylo jisté odtržení akademické obce od publikování na tuzemských konferencích a v tuzemských odborných časopisech dané nulovým hodnocením těchto publikací v současném systému hodnocení vědy a výzkumu v České republice. V příštích letech plánují organizátoři zachovat tuto strukturu pořádání, tj. sympozium Sanace bude pořádáno každoročně, v sudém roce společně s konferencí Zkoušení a jakost ve stavebnictví, v lichém roce pak společně s konferencí Popílky. připravili: Ing. Věra Heřmánková, Ph.D., Ing. Ondřej Anton, Ph.D., a redakce Jeden z přednáškových sálů Doc. Ing. Zdeněk Bažant, CSc., laureát Ceny Karla Hollana (cena má podobu řádu s mini aturním HM sázecím deformetrem, patentem doc. Hollana) Prostor atria určený pro firemní prezentace a občerstvení účastníků 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 67

70 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH SEKUNDÁRNE MOMENTY OD PREDPÄTIA PO DOSIAHNUTÍ MSÚ SECONDARY EFFECTS OF PRESTRESSING AT ULTIMATE LOADS Jaroslav Halvoník, Peter Pažma, Katarína Gajdošová Sekundárne účinky od predpätia, ktoré vznikajú v dôsledku zabránenia voľnej deformácie nosného prvku staticky neurčitými väzbami, môžu vo výraznej miere ovplyvniť napätosť a priebeh vnútorných síl v predpätých konštrukciách. Samotné účinky sú závislé od statickej neurčitosti predpätej konštrukcie a geometrie predpínacích jednotiek. Táto skutočnosť vyvoláva otázky, či sekundárne účinky predpätia ostanú rovnaké aj po zmene statickej neurčitosti systému, napr. po vzniku plastického kĺbu v kritickom priereze, prípadne po vzniku kinematického mechanizmu v konštrukcii, resp. či sa sekundárne účinky, po premene staticky neurčitej sústavy na staticky určitú, úplne vytratia. Cieľom príspevku je poskytnúť čitateľovi informácie o pôsobení dodatočne predpätých spojitých nosníkov s výraznými sekundárnymi účinkami od predpätia po dosiahnutí medzného stavu únosnosti. Spolu bolo skúšaných šesť dvojpoľových nosníkov, ktoré boli zaťažované narastajúcim vonkajším zaťažením až do vzniku kinematického mechanizmu. Vnútorné sily, vrátane sekundárnych účinkov, boli merané sledovaním zmeny reakcie v každej z podpier pomocou dynamometrov. Výsledky ukazujú, že sekundárne účinky predpätia tvoria neoddeliteľnú súčasť vnútorných síl aj po zmene statickej sústavy, resp. po vzniku kinematického mechanizmu konštrukcie. Dosiahnuté výsledky potvrdzujú, že vnútorné sily spôsobené sekundárnymi účinkami od predpätia majú byť zahrnuté vo všetkých zaťažovacích kombináciách, vrátane posúdení konštrukcie na medzný stav únosnosti. Secondary effects of prestressing develop in statically indeterminate structures due to retraining of imposed deformations by hyperstatic restraints. These effects may significantly influence internal forces and stresses in prestressed structures. Secondary effects are influenced by redundancy of structural system, which raises a question if they remain unchanged after a change of structural system e.g. due to development of plastic hinge(s) in a critical cross-section(s) or after development of kinematic mechanism, or if they disappear when the structure changes into system of statically determinate members. The paper deals with investigation of behaviour of continuous post-tensioned beams with significant secondary effects of prestressing subjected to the ultimate load. Six two-span beams were tested in a laboratory, with load changing their structural system into kinematic mechanism. Internal forces and secondary effects of prestressing were controlled through measurements of reactions in all supports. The results revealed that the secondary effects remained a permanent part of action on the experimental beams even after development of kinematic mechanism. The obtained results confirmed that secondary effects should be included in all combinations of actions also for ultimate limit states verifications. Staticky neurčité predpäté nosníky sú typickými nosnými prvkami, ktoré sa vyskytujú najmä v mostnom staviteľstve. Prvé spôsoby návrhu týchto konštrukcií vychádzali z princípu teórie dovolených namáhaní. Únosnosť aj používateľnosť konštrukcie bola overovaná jednoduchou kontrolou napätí v konštrukčných materiáloch (betón, oceľ). Napätia boli počítané pomocou kombinácií pôsobiacich zaťažení uvažovaných v charakteristických hodnotách bez plastických deformácií v konštrukčných materiáloch. So zavedením teórie medzných stavov do noriem sa stal návrh predpätých konštrukcií zložitejší. Používateľnosť a trvanlivosť konštrukcie sa stále kontroluje kombináciami zaťažení uvažovaných v charakteristických hodnotách, avšak odolnosť sa overuje s tzv. návrhovými kombináciami. Návrhová kombinácia zaťažení vychádza z návrhových hodnôt síl a pevností materiálov, ktoré sa získajú aplikáciou parciálnych súčiniteľov, pričom sa využíva plastické pôsobenie jednotlivých konštrukčných materiálov. Na základe týchto predpokladov sa často stáva, že po dosiahnutí medzného stavu únosnosti (MSÚ) sa v konštrukcii vytvorí plastický kĺb, čo následne vedie k zmene statickej schémy konštrukcie. Predpínacie jednotky sa najčastejšie navrhujú do konštrukcie tak, aby svojim tvarom kopírovali priebeh vnútorných síl od pôsobiaceho zaťaženia, napr. v prípade prostého nosníka sú predpínacie jednotky vedené pri dolnom povrchu prvku. V prípade spojitých viacpoľových nosníkov sa geometria káblov navrhuje s polygonálnym vedením tak, že v miestach kladných ohybových momentov sú káble pri spodnom povrchu a v miestach záporných ohybových momentov pri hornom povrchu. Dôvodom polygonálneho vedenia je priama závislosť momentového účinku predpínacej jednotky od jej vzdialenosti od ťažiska prierezu, ktorá je označovaná ako excentricita predpínacej sily e. Súčin Pe potom predstavuje primárny moment od predpätia. V prípade staticky neurčitých konštrukcií je situácia zložitejšia, nakoľko za istých podmienok spôsobuje predpätie prídavné, tzv. sekundárne účinky, ktoré môžu výrazne ovplyvniť priebeh vnútorných síl na konštrukcii. Sekundárne účinky od predpätia sú závislé od statickej neurčitosti konštrukcie a od geometrie predpínacej jednotky. Je možné navrhnúť geometriu polygonálneho kábla, napr. v spojitom nosníku, tak aby účinok od predpätia nespôsoboval žiadne sekundárne momenty, alebo aby sa tieto momenty blížili k nule. Káble s takouto geometriou v staticky neurčitej konštrukcii nazývame konkordantné káble. Je ale veľmi zložité takúto geometriu vedenia kábla uplatniť v bežnej praxi, a preto sú vo väčšine prípadov staticky neurčitých konštrukcií primárne momenty od predpätia sprevádzané sekundárnymi účinkami. Ako už bolo spomenuté, sekundárne účinky závisia od statickej neurčitosti konštrukcie, na staticky určitej konštrukcii nevznikajú. Preto sa vynára otázka, čo sa stane so sekundárnymi účinkami po zmene statickej neurčitosti sústavy, napr. v dôsledku vzniku plastických kĺbov v konštrukcii, či sa majú alebo nemajú zahŕňať do odolnosti pri posudzovaní konštrukcie na úrovni MSÚ. Je známe, že niektoré normy sa takmer vôbec nezmieňujú o sekundárnych momentoch predpätia, naopak iné jasne uvažujú s účinkom sekundárneho momentu pri posúdení konštrukcie na MSÚ, napr. ACI-318. Tento prístup uvažuje vznik prvého plastického kĺbu s ešte dostatočnou rezervou napätí. Po prekročení tejto hodnoty sa použité materiály dostanú za svoju pružnú hranicu, čo by ale ešte nemalo ovplyvniť samotnú prítomnosť sekundárnych účinkov. Podobný prístup má aj EC2, ktorá uvád za, že pri plasticitnej a nelineárnej analýze je dovolené uvažovať sekundárne účinky predpätia ako dodatočné plastické pootočenia, ktoré majú byť zahrnuté do overenia kapacity v pootočení. Takto nepriamo ich zahŕňa do návrhových kombinácií zaťažení. Za účelom nájdenia odpovedí na vyššie spomenuté otázky bol navrhnutý experimentálny program, ktorý bol za- 68 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

71 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 1 Obr. 1 Vedenie káblov predpätia a usporiadanie meracích zariadení na experimentálnej vzorke Fig. 1 Tendon layout and layout of measuring devices arrangement meraný na monitorovanie pôsobenia spojitých, staticky neurčitých nosníkov predpätých káblami s významnými sekundárnymi účinkami, kde sa vplyvom vonkajšieho zaťaženia staticky neurčitá sústava najskôr zmenila na staticky určitú s následným vznikom kinematického mechanizmu. OPIS EXPERIMENTÁLNEHO PROGRAMU Spolu bolo vyrobených šesť experimentálnych nosníkov, plus jeden skúšobný nosník, s rovnakou prierezovou plochou 0,25 0,4 m a dĺžkou 10,5 m, pre všetky bola použitá pevnostná trieda betónu C40/50. Nosníky boli vyrobené v špecializovanej výrobni na výrobu prefabrikátov spoločnosti ZIPP Bratislava, s. r. o., závod Sereď a následne prenesené do priestorov centrálnych laboratórií STU v Bratislave, kde boli osadené do skúšobnej zostavy, káble sa predopli a zainjektovali. Nosníky boli vystužené betonárskou výstužou z ocele B500B a dvomi jednolanovými káblami typu Ls 15,7 mm/ MPa (prierezová plocha lana 150 mm 2 ) s rozdielnou geometriou. Prvé lano malo polygonálny tvar po výške prierezu, čo malo viesť k dosiahnutiu minimálnych sekundárnych účinkov (konkordantný kábel). Druhé lano bolo navrhnuté ako priame, bez výraznejšej zmeny geometrie po dĺžke nosníka, a teda po napnutí lano spôsobovalo maximálne sekundárne účinky. Výškové usporiadanie oboch lán je zobrazené na obr. 1. Okrem rozličnej geometrie lán sa počas experimentu sledoval aj vplyv súdržnosti na celkový priebeh vnútorných síl v konštrukcii. Z toho dôvodu boli v nosníkoch použité tri typy predpínacích jednotiek, vždy v dvoch nosníkoch, ktoré boli vyrobené z rovnakej zámesi betónu. Prvú skupinu tvorili nosníky vystužené súdržnými predpínacími lanami, druhá skupina bola vystužená rovnako súdržnými lanami, ale tie, na rozdiel od prvej skupiny, boli ošetrené protikoróznym prostriedkom, ktorý mal viesť ku zníženiu súdržnosti. Poslednú tretiu skupinu tvorili nosníky vystužené lanami bez súdržnosti laná typu monostrand. Súdržné laná a laná so zníženou súdržnosťou boli vedené v ochranných plastových kanálikoch s priemerom 22 mm a po napnutí riadne zainjektované. Všetky laná sa predpínali na predpínaciu silu P 0 = 200 kn. Na monitorovanie podrobného priebehu zmeny napätia v predpínacích kábloch boli použité elasto-magnetické snímače (EM), ktoré boli osadené na oboch lanách v nosníku a to tak, aby každý snímač bol umiestnený na opačnom konci nosníka. Detail umiestnenia EM snímača je na obr. 2, poloha umiestnenia na obr. 1. Zaťažovacia sústava pozostávala z dvoch hydraulických valcov umiestnených v oboch poliach nosníka tak, aby spôsobovali maximálny ohybový moment v mieste nad vnútornou podperou a v strede rozpätia poľa. Sila v li- Firemní prezentace 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 69

72 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Tab. 1 Zoznam požitých symbolov a značiek Tab. 1 List of notation Symboly a značky použité v texte A p prierezová plocha predpínacieho lana A s prierezová plocha betonárskej výstuže F c osová sila v betóne F s osová sila v betonárskej oceli ΔF p osová sila od predpätia po zaťažení konštrukcie E c modul pružnosti betónu E s modul pružnosti betonárskej ocele E p modul pružnosti predpínacej ocele ohybový moment dosiahnutý M E,exp experimentálnym zaťažením (účinok vonkajšieho zaťaženia) M R ohybová odolnosť M p primárny moment od predpätia N p osová sila od predpätia P predpínacia sila P 0 predpínacia sila v čase vnesenia predpätia do konštrukcie b šírka trámu e d s d p f p f p0,1 = 0,1 % f y f t f c,cube h x ε cu ε p0 Δε p ε s ε up /ε us σ p σ p0 excentricita predpínacej výstuže vzdialenosť betonárskej výstuže meraná od najviac tlačeného okraja prierezu vzdialenosť predpínacej výstuže meraná od najviac tlačeného okraja prierezu pevnosť predpínacej ocele dohovorená medza klzu predpínacej výstuže medza klzu betonárskej výstuže maximálna ťahová pevnosť betonárskej výstuže kocková pevnosť betónu meraná v čase experimentu výška trámu poloha neutrálnej osi medzné pretvorenie betónu pretvorenie predpínacej výstuže v čase vnesenia predpätia do konštrukcie pretvorenie prepdínacej výstuže v dôsledku narastajúceho vonkajšieho zaťaženia pretvorenie betonárskej výstuže limitné pretvorenie predpínacej/ betonárskej výstuže priemer výstuže napätie v predpínacom lane napätie v predpínacom lane v čase vnesenia predpätia do konštrukcie se bola cez oceľový nosník rozdelená na dvojicu síl F ext (obr. 1). V mieste každej z podpier bol umiestnený dynamometer na kontinuálne zaznamenanie priebehu reakcií, rovnako bol sledovaný pokles podpier počas experimentu. TEORETICKÁ ANALÝZA Experimentálne vzorky boli navrhnuté ako spojité dvojpoľové nosníky. Po vnesení predpätia nosníky stále pôsobili v pružnom štádiu. S rastúcim vonkajším zaťažením sa najprv vyčerpala ohybová kapacita prierezu nad strednou podperou, čo malo za následok vznik plastického kĺbu v tomto mieste. Staticky neurčitá konštrukcia (obr. 3a) sa zmenila na dva prosté nosníky (obr. 3b). Ďalšie rastúce zaťaženie od vonkajšej sily viedlo k vytvoreniu nových plastických kĺbov v strede rozpätia jednotlivých polí (obr. 3c), čo malo za dôsledok celkový kolaps konštrukcie vznik kinematického mechanizmu (obr. 3d). Pri plasticitnej analýze je maximálna veľkosť vonkajšej sily priamo úmerná ohybovej kapacite prierezov v mieste vzniku plastických kĺbov. Pre účely porovnania dosiahnutých experimentálnych výsledkov bolo potrebné uskutočniť teoretickú analýzu ohybovej odolnosti experimentálnej konštrukcie. Tá vychádzala z mechanických vlastností použitých materiálov, ktoré boli testované v rovnakom čase, ako bol uskutočnený samotný experiment, a jej cieľom bolo vypočítať ohybovú odolnosť v kritických prierezoch nosníka. Ohybová odolnosť bola stanovená na základe predpokladu medzného pomerného pretvorenia betónu v tlačenej oblasti ε cu = 0,0035 (obr. 5). Materiálové charakteristiky použitých materiálov sú v tab. 2. Aktívnu časť predpínacej sily reprezentuje osová sila (1) a primárny ohybový moment od predpätia (2). Obe hodnoty sú vyjadrené z napätia v predpínacej výstuži s uvážením strát od predpätia. Pre výpočet ohybovej odolnosti prierezu bol použitý bilineárny pracovný diagram výstuže. Maximálne napätie v lane je vyjadrené súčtom napätia vneseného pri predpínaní (3) a prírastku napätia vplyvom deformácie prierezu od rastúceho vonkajšieho zaťaženia (4). Napätie v betóne bolo vyjadrené z nelineárneho pracovného diagramu betónu, podľa vzťahu (6), ktorý poskytuje Eurokód 2 a ModelCode Zoznam požitých symbolov a značiek je v tab. 1. Osová sila od predpätia: N = A. (1) p p0,i p,i Primárny moment od predpätia: M = A e. (2) p p0,i p,i p,i Pomerné pretvorenie predpínacej výstuže: p0,i = p0,i. (3) E p Prírastok pomerného pretvorenia predpínacej výstuže ako dôsledok pretvorenia priečneho rezu, ktoré je uvažované lineárne po výške prierezu: ( ) cu = d x. (4) p,i p,i x Pomerné pretvorenie betonárskej výstuže: cu = ( d x s,i ). (5) s,i x Pomerné pretvorenie betónu v tlaku po výške prierezu z merané od najviac tlačeného okraja: cu ( z) = ( x z). (6) c x Prírastok predpínacej sily po zaťažení konštrukcie: ( ) F = A p,i p,i p0,i p,i. (7) Sila v betonárskej výstuži: F = A. (8) s,i s,i s,i Sila v tlačenom betóne po výške prierezu: x F b ( z) dz. (9) c c 0 Poloha neutrálnej osi x bola stanovená z podmienky rovnováhy horizontálnych síl v priereze (10). Podmienka rovnováhy síl: F F F N = 0. (10) c s,i p,i p Ohybová odolnosť prierezu bola následne stanovená z podmienky rovnováhy momentov ku strednici prierezu (11). Do ohybovej odolnosti neboli zahrnuté sekundárne momenty od predpätia. Tie boli uvažované ako zaťaženie a pripočítané k účinkom pôsobiacich zaťažení. Podmienka rovnováhy ohybových momentov, kde z c je poloha výslednice tlakových napätí v betóne vzhľadom na tlačený okraj prierezu: ( 2 ) M = F h z + R c c F ( d h 2 s,i s,i ) ( 2) F d h + M. (11) p,i p,i p Experimentom sa zistilo, že použitie protikoróznej ochrany na báze olejových emulzií nemalo výrazný vplyv na priebeh vnútorných síl v konštrukcii, či v štádiách zaťažení na úrovni medzných stavov používateľnosti, ale aj v štádiách pri dosiahnutí ohybovej odolnosti. Preto tento postup bol v plnej miere použitý pre výpočet ohybovej odolnosti prierezov nosníkov vystužených súdržnými predpínacími lanami (nosníky s označe- 70 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

73 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 2 3 a) elastické štádium spojitý nosník b) vznik platického kĺbu nad strednou podperou c) vývoj pastických kĺbov v strede rozpätia poľa d) vznik kinematického mechanizmu 4 Obr. 2 Inštalácia elasto-magnetického senzora v prípade predpínacích lán so súdržnosťou Fig. 2 Elasto-magnetic sensors installed on the tendons Obr. 3 Zmena statického systému zo staticky neurčitej konštrukcie až po vznik kinematického mechanizmu Fig. 3 Change of structural system from a statically indeterminate beam to kinematic mechanism Obr. 4 Schéma usporiadania výstuže v kritických priečnych rezoch Fig. 4 Layouts of critical cross-sections Obr. 5 Princíp posúdenia ohybovej kapacity priečneho rezu so súdržnou predpínacou výstužou Fig. 5 Model for assessment of bending capacity of cross-section with bonded tendons 5 Tab. 2 Namerané materiálové charakteristiky betónu stredné hodnoty Tab. 2 Measured material properties of concrete mean values N1 N2 N3 N4 N5 N6 f c,cube [MPa] 53,93 53, ,1 60,78 61,48 E c [GPa] 33,161 34,132 35,584 37,784 37,414 36,578 Tab. 3 Namerané materiálové charakteristiky betonárskej a predpínacej ocele stredné hodnoty Tab. 3 Material properties of reinforcing and prestressing steel mean values Betonárska oceľ Predpínacia oceľ f y f t E s ε u f p f p0,1 ε u E p [mm] [MPa] [GPa] [GPa] [%] [MPa] [MPa] [%] [GPa] , , Tab. 4 Výsledky z EM snímača nosníky vystužené súdržnými lanami Tab. 4 Results from elasto-magnetic sensors beams prestressed by bonded tendons Priemerná sila na aktívnej strane deviovaného kábla po predpätí [kn] 177,7 Priemerná sila na pasívnej strane deviovaného kábla po predpätí [kn] 187,5 Priemerná hodnota poklzu v kotvení [mm] 5 Koeficient trenia stanovený z merania [-] 0,135 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 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 71

74 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Sila [kn] Straty od poklzu v kotvení Strata od elastickej deformácie betónu deviované lano priame lano Postupné zaťažovanie 0 09:24 09:27 09:30 09:33 09:36 09:38 09:41 09:44 Čas [hh:mm] 8 Sila [kn] deviované lano priame lano :09 08:38 09:07 09:36 10:04 10:33 Vznik prvýcht rhlín pri zaťažení 196 kn 191kN 182kN Čas [hh:mm] Dosiahnutá medzná odolnosť pri zaťažení 502 kn 231kN 222kN Sila [kn] :38 09:07 09:36 10:04 10: kn kn kn kn kn Čas [hh:mm] 7 deviované lano priame lano 11:02 11:31 12:00 12:28 12:57 Ohybový moment [kn.m] ,7 kn.m 6,16 kn.m 20 Primárny účinok Sekundárny účinok 30 33,86 kn.m Celkový účinok od predpätia Dĺžka nosníka [m] ním N1, N2) a pre nosníky vystužené lanami ošetrenými protikoróznou emulziou (nosníky N3, N4). Pre výpočet ohybovej odolnosti nosníkov s lanami bez súdržnosti boli použité priamo hodnoty predpínacej sily získané prostredníctvom EM snímačov (nosníky N5, N6). Ohybová odolnosť, vypočítaná vyššie spomenutým nelineárnym výpočtom, v strede rozpätia poľa pre súdržné laná a laná s protikoróznou ochranou bola stanovená na hodnotu 192,3 knm a pre nesúdržné laná na hodnotu 167,9 knm. V mieste vnútornej podpery bola výpočtom stanovená odolnosť 150,8 knm pre súdržné laná a laná s protikoróznou ochranou, pre nesúdržné laná bola stanovená ohybová odolnosť na hodnotu 136,3 knm. VÝSLEDKY MERANÍ Materiálové charakteristiky Pre potreby analýzy boli skúšané nasledujúce materiálové charakteristiky: kocková pevnosť betónu, modul pružnosti betónu, medza klzu a ťahová pevnosť betonárskej výstuže, modul pružnosti betonárskej výstuže, ťahová pevnosť predpínacej výstuže pri pomernom pretvorení 0,1 % a modul pružnosti predpínacej ocele. Materiálové vlastnosti betónu a injektážnej malty boli skúšané v čase experimentu. Spolu boli vyrobené a skúšané tri kocky, tri hranoly Tab. 5 Reakcie a im prislúchajúce ohybové momenty nosníky N1, N2 Tab. 5 The reactions and corresponding bending moment beams N1, N2 Súdržné laná Reakcia v krajných podperách R1 Reakcia v mieste strednej podpery R2 Ohybový moment v strede rozpätia Ohybový moment nad strednou podperou [kn] [kn] [knm] [knm] vlastná tiaž g 0 6,09 12,58 6,34-3,58 tiaž skúšobných zariadení 0,41 1,19 0,98-0,21 sekundárne účinky 6,45-12,9 15,41 32,1 zaťaženie lismi 2x 259,05 kn 69,97 370,06 167,93-196,3 Tab. 6 Reakcie a im prislúchajúce ohybové momenty nosníky N3, N4 Tab. 6 The reactions and corresponding bending moment beams N3, N4 Súdržné laná ošetrené s protikoróznou emulziou Reakcia v krajných podperách R1 Reakcia v mieste strednej podpery R2 Ohybový moment v strede rozpätia Ohybový moment nad strednou podperou [kn] [kn] [knm] [knm] vlastná tiaž g 0 7,27 10,57 9,05 3,39 tiaž skúšobných zariadení 0,18 1,65 0,42-1,37 sekundárne účinky 6,57-13,14 15,77 32,85 zaťaženie lismi 2x 259,05 kn 69,91 361,38 167,78-192,1 Tab. 7 Reakcie a im prislúchajúce ohybové momenty nosníky N5, N6 Tab. 7 The reactions and corresponding bending moment beams N5, N6 Nesúdržné laná Reakcia v krajných podperách R1 Reakcia v mieste strednej podpery R2 Ohybový moment v strede rozpätia Ohybový moment nad strednou podperou [kn] [kn] [knm] [knm] vlastná tiaž g 0 8,4 8,24 11,78 9,13 tiaž skúšobných zariadení 0,36 1,28 0,86-0,45 sekundárne účinky 7,09-14,19 17,03 35,45 zaťaženie lismi 2x 243,3 kn 58,69 306,08 140,86-182,8 72 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

75 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Tab. 8 Porovnanie teoretických a experimentom dosiahnutých výsledkov nosníky N1, N2 Tab. 8 Comparison between theoretical and experimental results beams N1, N2 Nosníky vystužené súdržnými lanami Rez 1-1 Teoretická ohybová odolnosť a tri valce pre každý nosník. Získané výsledky materiálových charakteristík betónu sú zobrazené v tab. 2 a charakteristiky predpínacej a betonárskej výstuže v tab. 3. Odolnosť 1 dosiahnutá experimentálne so sekundárnymi účinkami bez sekundárnych účinkov M R M E.exp M E.exp [knm] 192,3 190,7 174,9 [%] ,2 91 [knm] -150,8-168,8-200,9 Rez 2-2 [%] ,4 133,2 1 Odolnosť predstavujú ohybové momenty od experimentálneho zaťaženia stanovené na základe nameraných reakcií a sily v lisoch pri vzniku kinematického mechanizmu. Momenty sú uvedené v tab. 5 až 7. Tab. 9 Porovnanie teoretických a experimentom dosiahnutých výsledkov nosníky N3, N4 Tab. 9 Comparison between theoretical and experimental results beams N3, N4 Nosníky vystužené lanami ošetrenými protikoróznou emulziou Rez 1-1 Rez 2-2 Teoretická ohybová odolnosť Odolnosť 1 dosiahnutá experimentálne so sekundárnymi účinkami bez sekundárnych účinkov M R M E.exp M E.exp [knm] 192, ,3 [%] ,4 92,2 [knm] -150,8-157,2-190,1 [%] ,3 126 Tab. 10 Porovnanie teoretických a experimentom dosiahnutých výsledkov nosníky N5, N6 Tab. 10 Comparison between theoretical and experimental results beams N5, N6 Nosníky vystužené lanami bez súdržnosti Rez 1-1 Rez 2-2 Teoretická ohybová Odolnosť 1 dosiahnutá experimentálne odolnosť so sekundárnymi účinkami bez sekundárnych účinkov M R M E.exp M E.exp [knm] 167,9 170,5 153,5 [%] ,6 91,4 [knm] -136,3-138,3-173,2 [%] ,5 127,1 Sily od predpätia Na obr. 6 je zobrazený záznam z merania predpínacej sily pomocou elastomagnetických snímačov. Z obrázku jasne vidieť rozdielny priebeh zmeny napätia pre jednotlivé laná. Obe laná v priereze boli napínané z rovnakej strany, pričom ako prvé bolo napínané deviované lano, a potom priame lano. Laná sa napínali postupne v štyroch krokoch po 50 kn. Zo záznamu na obr. 6 jasne vidieť stratu napätia v dôsledku poklzu Obr. 6 Záznam z EM snímača počas napínania jednotlivých lán v nosníku Fig. 6 Development of prestressing force in time recorded by elasto-magnetic sensor Obr. 7 Záznam z EM snímača počas zaťažovania nosníka N1 vystuženého súdržnými lanami Fig. 7 EM sensors measurement record during the experiment for bonded tendons Obr. 8 Záznam z EM snímača počas zaťažovania nosníka vystuženého nesúdržnými lanami Fig. 8 EM sensors measurement record during the experiment for unbonded tendons Obr. 9 Ohybové momenty spôsobené priamym káblom Fig. 9 Bending moments caused by straight tendon on tested beams Obr. 10 Pohľad na zdeformovaný nosník pri vzniku kinematického mechanizmu Fig. 10 Deformation of experimental beam prior to kinematic mechanism development v kotvení, pružnej deformácie betónu a tiež v dôsledku postupného napínania. Výsledky zaznamenané EM snímačmi poskytli dôležité informácie potrebné pre kalibráciu teoretickej analýzy a pre posúdenie okamžitých strát od predpätia. Z výsledkov uvedených v tab. 4 je vidieť zhodu nameraných hodnôt s výrobcom deklarovanými hodnotami pre daný predpínací systém. Výrobcom stanovená maximálna hodnota poklzu v kotvení je 6 mm, čomu zodpovedá aj experimentálne dosiahnutý priemerný poklz 5 mm. Nameraná strata koeficientu trenia bola 0,135, pričom výrobca pre daný typ použitých káblových kanálikov (VSL PT-Plus) deklaruje hodnotu koeficientu trenia 0,12 až 0,14. Na základe toho možno konštatovať, že počas výroby ani počas predpínania nedošlo k výraznejšej chybe a namerané výsledky boli použiteľné pre ďalšiu analýzu. Na obr. 7 je zobrazený záznam z EM 10 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 73

76 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH snímačov vytvorený počas zaťažovania nosníka so súdržnými káblami. Snímače sa nachádzajú 0,8 m od konca nosníka, mimo kritických oblastí. Z obrázku je zrejmý veľmi malý prírastok sily v polygonálnom a trochu väčší v priamom kábli až do vzniku kinematického mechanizmu. Na obr. 8 je záznam z EM snímača počas skúšky nosníka predpätého lanami bez súdržnosti. Už od vzniku prvej trhliny je možné na oboch kábloch sledovať prírastok sily spôsobený každým prírastkom experimentálneho zaťaženia. Vnútorné sily a reakcie Na obr. 9 je zobrazený priebeh jednotlivých zložiek ohybových momentov od predpätia priameho kábla na nosníku N1 so súdržným predpätím. Z obrázku vyplýva, že sekundárne účinky, v danom prípade, tvorili 122 % z hodnoty primárnych účinkov. V tab. 5 až 7 sú podrobne uvedené hodnoty reakcií a im zodpovedajúce ohybové momenty pre jednotlivé zaťažovacie stavy. Meranie reakcií v každom zaťažovacom kroku umožnilo ľahké zrekonštruovanie priebehu vnútorných síl (ohybové momenty, šmykové sily) od všetkých zaťažení vrátane sekundárnych účinkov predpätia. Experimentom dosiahnuté ohybové momenty v kritických prierezoch by mali preukázať zhodu s teoreticky stanovenými hodnotami ohybovej odolnosti. Porovnanie nameraných a teoretických hodnôt takto môže poskytnúť jasný výsledok prítomnosti alebo zániku sekundárnych účinkov pri dosiahnutí MSÚ. V tab. 8 až 10 je zobrazené porovnanie teoretických hodnôt ohybovej odolnosti s experimentálne nameranými hodnotami momentov od medzného zaťaženia, podľa typu súdržnosti použitej predpínacej výstuže. Výsledky sú uvedené v [knm] aj v [%] pre jednotlivé úrovne súdržnosti lán a pre vybrané kritické prierezy. Z uvedených hodnôt vyplýva, že výsledky dosiahnuté experimentom, s uvážením sekundárnych účinkov, majú podstatne lepšiu zhodu s teoretickou hodnotou ohybovej odolnosti kritických prierezov oproti momentom bez uváženia sekundárnych účinkov. Na základe týchto výsledkov možno konštatovať, že aj po vzniku plastického kĺbu nad strednou podperou, a teda zmene staticky neurčitej konštrukcie na dva staticky určité nosníky, resp. pri dosiahnutí kinematického mechanizmu, sa sekundárne účinky z konštrukcie nevytratili. ZÁVER Vplyv zmeny statickej sústavy, v dôsled ku vzniku a rozvoja plastických kĺbov na konštrukcii, bol sledovaný experimentálnym meraním na celkom šiestich dodatočne predpätých dvojpoľových nosníkoch. Nosníky boli zaťažované postupne narastajúcim vonkajším zaťažením do vytvorenia plastických kĺbov v kritických prierezoch a následne do vzniku kinematického mechanizmu. Priebeh vnútorných síl bol zaznamenávaný počas celého priebehu zaťažovacej skúšky s uvážením sekundárnych účinkov od predpätia. Porovnaním ohybových momentov v kritických prierezoch, dosiahnutých experimentálne s a bez sekundárnych účinkov predpätia, s teoretickými hodnotami ohybovej odolnosti sa preukázalo, že aj po vzniku plastických kĺbov, a teda po zmene statickej schémy konštrukcie, sa sekundárne účinky z konštrukcie nevytratili. Napríklad v prípade nosníkov predpätých so súdržnými predpínacími lanami bez uváženia sekundárnych účinkov bol rozdiel medzi nameranou hodnotou a teoretickou hodnotou ohybového momentu v priereze 1-1 v poli -9 %, kým v prípade uváženia prítomnosti sekundárnych účinkov bol rozdiel ohybových momentov len -0,8 %. V priereze 2-2 nad podperou boli rozdiely ešte výraznejšie. Bez uváženia sekundárnych účinkov bol dosiahnutý rozdiel ohybových momentov 33,2 % a v prípade prítomnosti sekundárnych účinkov bol rozdiel teoretickej a nameranej hodnoty 11,4 %. Na základe týchto výsledkov je možné konštatovať, že sekundárne účinky od predpätia sú stálou zložkou zaťaženia na konštrukcii. Je preto nevyhnutné s týmito účinkami uvažovať vo všetkých zaťažovacích kombináciách vrátane návrhových. Projektanti by sa nemali pri návrhu a posudzovaní staticky neurčitých predpätých konštrukcií spoliehať na redistribúciu sekundárnych účinkov od predpätia v prípade očakávaného vzniku plastického kĺbu, spojeného so zmenou statickej sústavy, ani pri výpočte ohybovej odolnosti konštrukcie pre MSÚ s použitím nelineárnej analýzy. Projekt bol realizovaný s finančnou pomocou Agentúry na podporu výskumu a vývoja Slovenskej republiky na základe zmluvy APVV Naše poďakovanie tiež patrí firme VSL Systémy/CZ/, s. r. o., za poskytnutie kotiev a káblových kanálikov pre účely experimentu. Literatúra: [1] ANDREW, R. P., WITT, P. Prestressed Concrete Statically Indeterminate Structures. A Symposium on Prestressed Concrete Statically Indeterminate Structures, September 1951: papers and discussion at a symposium organized by the Cement and Concrete Association, in conjunction with the Prestressed Concrete Development Group at the Institution of Civil Engineers. London, [2] MATTOCK, A. H. Secondary moments and moment redistribution in ACI Code. In: COHN, M. Z. (Ed.) Symposium Nonlinearity and Continuity in Prestressed Concrete. Vol. 3, p Ontario, Canada: University of Waterloo, [3] BURGOYNE, Ch. Analysis of Continuous Prestressed Concrete Beams [online] Dostupné z: cp71 [4] ARAVINTHAN, T., WITCHUKREANGKRAI, E., MUTSUYOSHI, H. Flexural Behavior of Two-Span Continuous Prestressed Concrete Girders with Highly Eccentric External Tendons. ACI Structural Journal. 2005, May-June, p [5] NAVRÁTIL, J. Prestressed concrete structures. 2 nd ed. Ostrava: Technical University of Ostrava, Faculty of Civil Engineering, 2014, 220 p. ISBN [6] LACO, J. Bond behavior of prestressing strands coated with corrosion protection emulsifiable oil. In: The 11 th Central European Congress on Concrete Engineering, Innovative Concrete Technology in Practice. 1-2 October 2015, Hainburg, Austria, 2015, p prof. Ing. Jaroslav Halvoník, PhD. jaroslav.halvonik@stuba.sk Ing. Peter Pažma peter.pazma@stuba.sk Ing. Katarína Gajdošová, PhD. katarina.gajdosova@stuba.sk všichni: Slovenská technická univerzita v Bratislave Stavebná fakulta Katedra betónových konštrukcií a mostov Text článku byl posouzen odborným lektorem. The text was reviewed. 74 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

77 AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS ZA DOC. ING. JIŘÍM KRÁTKÝM, CSC. Dne 1. dubna 2016 zemřel doc. Ing. Jiří Krátký, CSc. Narodil se 10. ledna 1930 v Olomouci. Maturoval v roce 1949 na státním francouzském reálném gymnáziu v Praze, státní závěrečnou zkoušku na ČVUT Fakultě inženýrského stavitelství směr konstruktivně dopravní složil v roce Po studiu vyhrál konkurz na asistenta prof. Ing. Dr. Jiřího Klimeše na nově vzniklé Vysoké škole železniční, Katedře mostů a tunelů. Na této škole pracoval i po jejím přemístění do Žili ny se pod změněným názvem Vysoká škola dopravní jako odborný asistent až do roku Zahájil zde i externí vědeckou aspiranturu, kterou ukončil obhajobou v roce 1965, kdy získal vědeckou hodnost kandidáta věd. Na VŠD pracoval i na řadě projektů, z nichž nejvýznamnější byly Projekt nájezdových mostů na ocelárnu VSŽ Košice a Soutěžní návrh na přemostění nuselského údolí, který vypracoval ve spolupráci s prof. Jiřím Klimešem a který byl oceněn odbornou porotou. V roce 1963 přešel do Státního ústavu dopravního projektování, střediska mostů, kde pracoval jako samostatný projektant na projektech mostů, např. na širokorozchodné trati do VSŽ Košice, na vzpěradlové mostní konstrukci na železničním zhlaví stanice Praha-Vršovice aj. V roce 1967 byl Jiří Krátký vybrán v konkurzu na místo odborného asistenta na Katedře betonových konstrukcí Fakulty stavební ČVUT. Kromě pedagogických povinností se docent Krátký intenzivně věnoval úkolům výzkumu, zvláště nové teorii únosnosti betonových konstrukcí ve smyku za ohybu, jakož i experimentálnímu výzkumu a teorii navrhování vláknobetonových konstrukcí. V kolektivu prof. Klimeše pracoval na typizaci železničních mostů. Za spolupráci na úkolu Teoretické řešení konstrukce televizní věže na Bukové Hoře byl v roce 1976 odměněn cenou akademika Kloknera. Významně se věnoval problémům normalizace a jako člen stálých normalizačních komisí pro zatížení a pro betonové konstrukce se podílel na tvorbě řady ČSN. Výsledkem jeho vědecké činnosti byla habilitační práce na téma Mezní stavy betonových nosníků namáhaných smykem za ohybu, po jejímž obhájení byl ministrem školství v roce 1979 jmenován docentem. V letech 1970 až 1990 pracoval v řadě přípravných výborů celostátních i mezinárodních konferencí, např. mezinárodní konference FIP v Praze. Doc. Krátký napsal řadu odborných příspěvků o rozvoji vláknobetonu, jeho výzkumu i praktické aplikaci. Své zkušenosti z navrhování, provádění a zkoušení vláknobetonu uplatnil s doc. Karlem Trtíkem, CSc., a doc. Janem Vodičkou, CSc., ve dvou monografiích: Drátkobetonové konstrukce: úvodní část a příklady použití a Směrnice pro navrhování, provádění, kontrolu výroby a zkoušení drátkobetonových konstrukcí. S kolektivem vypracoval dlouhodobý program na výzkum dotvarování i smršťování vláknobetonu a velkou měrou se podílel na vydání PN ČMB : Vláknobeton Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda a především na TP SV1-1 Technické podmínky 1: Vláknobeton (FC) Část 1: Zkoušení vláknobetonu vyhodnocení destruktivních zkoušek a stanovení charakteristického pracovního diagramu vláknobetonu. V roce 1989 spolupracoval na dočasné vysokoškolské učebnici Betonové konstrukce a na řadě výpočetních programů, např. Beton při navrhování podle ČSN Dále spolupracoval na problematice navrhování částečně spřažených konstrukcí beton beton. Po roce 1990 spolupracoval na zavádění Eurokódů do praxe, a to Eurokódu 2: Navrhování betonových konstrukcí. Spolupodílel se na vypracování monografie Navrhování betonových konstrukcí 1, která s ohledem na zájem praxe vyšla již v pátém upraveném vydání, a na sbírce příkladů pro školení statiků. Zabýval se též otázkami výpočtu železobetonových konstrukcí podle teorie plasticity. Spolupracoval na úkolu Technické a kvalitativní podmínky staveb Českých drah, kap. 18: Betonové mosty a konstrukce. V roce 1997 se podílel na zavádění mezinárodních norem jako např. Zásady navrhování stavebních konstrukcí Označování Základní značky, Navrhování stavebních konstrukcí Slovník (Spolehlivost a zatížení konstrukcí, Betonové konstrukce), Betonové trouby a tvarovky z prostého betonu, drátkobetonu a železobetonu, podílel se na návrhu normy Zatížitelnost mostů pozemních komunikací aj. Doc. Krátký byl členem technických normalizačních komisí č. 36 Betonové konstrukce a č. 38 Spolehlivost stavebních konstrukcí. V obou TNK předsedal subkomisím Názvosloví a značky, byl významným členem subkomise Navrhování vláknobetonových konstrukcí a také členem Technického normalizačního výboru vrcholného poradního orgánu ředitele Českého normalizačního institutu pro odborné záležitosti v oblasti technické normalizace. Za práci v oblasti normalizace obdržel čestné uznání prof. Lista. Napsal osmnáct skript, sedmnáct monografií a okolo 110 odborných článků. Díky své práci a píli doc. Krátký stál vždy u zrodu a vývoje nových technologií, zejména vláknobetonu, jakož i při vývoji nových pokrokových teorií v oblasti smykové únosnosti betonu. Výsledky své teoretické práce dovedl aplikovat i v praxi. Neocenitelný je i jeho přínos v oblasti pedagogické a vědeckovýzkumné. Za práci na FSv ČVUT obdržel medaili prof. Rektoryse a byl také čestným členem ČBS. V jeho osobě ztrácí inženýrská veřejnost, akademická obec Fakulty stavební ČVUT v Praze, jeho spolupracovníci i blízcí nejen předního odborníka v oboru betonových konstrukcí, vědeckého a pedagogického pracovníka, ale i pilného autora řady publikací i učebních textů. Všichni budeme na docenta Jiřího Krátkého s úctou vzpomínat jako na přímého a čestného člověka, učitele a rádce. prof. Ing. Jaroslav Procházka, CSc. 3/2016 technologie konstrukce sanace BETON 75

78 AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR CENTRAL EUROPE TOWARDS SUSTAINABLE BUILDING 2016 CESB mezinárodní konference Termín a místo konání: 22. až 24. června 2016, Praha Sustainable renovation of existing building stock Industrial heritage regeneration Sustainable urban development Building design process Materials and technologies for sustainable buildings Decision-support tools and assessment methods Kontakt: BETONOVÉ VOZOVKY mezinárodní konference Termín a místo konání: 21. a 22. září 2016, Praha Volba typu krytu pro vozovky a plochy Konstrukce betonových vozovek Materiály do cementobetonových krytů vozovek Realizace betonových vozovek, modernizace D1 Povrchové vlastnosti cementobetonových krytů Kontakt: KONFERENCE K 95. VÝROČÍ VZNIKU KLOKNEROVA ÚSTAVU Konference pro studenty doktorského studia a odbornou veřejnost Termín a místo konání: 22. září 2016, Praha Spolehlivost a hodnocení rizik konstrukcí Analýza konstrukcí Materiálové inženýrství Experimentální ověřování Monitorování a diagnostika konstrukcí Kontakt: konference SPECIÁLNÍ BETONY 2016 XIII. konference se zahraniční účastí Termín a místo konání: 13. a 14. října 2016, Hotel Skalský dvůr, Lísek 52, Bystřice nad Pernštejnem Betony v extrémních podmínkách Vysokohodnotné betony Ostatní speciální betony Kontakt: VODONEPROPUSTNÉ BETONOVÉ KONSTRUKCE TP 04 Odborný seminář Termín a místo konání: 19. října 2016, Praha Kontakt: BETONÁŘSKÉ DNY Konference s mezinárodní účastí Termín a místo konání: 30. listopadu a 1. prosince 2016, Litomyšl Historie betonového stavitelství v ČR Výzkum a technologie Modelování a navrhování Beton a udržitelný rozvoj Významné projekty a realizace: Budovy, Mosty, Tunely a podzemní stavby, Vodohospodářské stavby, Jiné konstrukce (popř. prefabrikované prvky, nové výrobky z betonu apod.) Rekonstrukce, revitalizace, konverze a sanace Normy, předpisy, certifikace Kontakt: NEDESTRUKTIVNÍ METODY ZKOUŠENÍ VE STAVEBNICTVÍ 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: ZKOUŠENÍ CEMENTŮ A JEMNOZRNNÝCH CEMENTOVÝCH KOMPOZITŮ Odborný kurz Termín a místo konání: 25. ledna 2017, Brno 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 BRIDGE MAINTENANCE, SAFETY AND MANAGEMENT IABMAS mezinárodní konference Termín a místo konání: 26. až 30. června 2016, Foz do Iguaçu, Brazílie Kontakt: MID-EUROPEAN CLAY CONFERENCE 8. mezinárodní konference Termín a místo konání: 4. až 8. července 2016, Košice, Slovensko Kontakt: fib PH.D. SYMPOSIUM IN CIVIL ENGINEERING 11. mezinárodní symposium Termín a místo konání: 29. až 31. srpna 2016, Tokio, Japonsko Kontakt: PhD2016/ CONCRETE UNDER SEVERE CONDITIONS ENVIRONMENT & LOADING CONSEC mezinárodní konference Termín a místo konání: 12. až 14. září 2016, Lecco, Itálie Kontakt: FIBER REINFORCED CONCRETE BEFIB mezinárodní sympozium RILEM Termín a místo konání: 19. až 21. září 2016, Vancouver, Kanada Kontakt: CHALLENGES IN DESIGN AND CONSTRUCTION OF AN INNOVATIVE AND SUSTAINABLE BUILT ENVIRONMENT 19. kongres IABSE Termín a místo konání: 21. až 23. září 2016, Stockholm, Švédsko Kontakt: ARCH BRIDGES IN CULTURE ARCH mezinárodní konference Termín a místo konání: 5. až 7. října 2016, Wrocław, Polsko Kontakt: DNI BETONU konference Termín a místo konání: 10. až 12. října 2016, Wisła, Polsko Kontakt: BETONÁRSKE DNI ročník konference Termín a místo konání: 20. a 21. října 2016, Bratislava, Slovensko Kontakt: betonarskedni.sk UHPC MATERIALS AND STRUCTURES 1. mezinárodní konference Termín a místo konání: 20. až 23. října 2016, Changsha, China Kontakt: PERFORMANCE-BASED APPROACHES FOR CONCRETE STRUCTURES fib symposium 2016 Termín a místo konání: 21. až 23. listopadu 2016, Kapské Město, Jižní Afrika 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: HIGH TECH CONCRETE: WHERE TECHNOLOGY AND ENGINEERING MEET! fib symposium 2017 Termín a místo konání: 12. až 15. června 2017, Maastricht, Nizozemsko Kontakt: DESIGNING AND BUILDING WITH UHPFRC 3. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 2. až 4. října 2017, Montpellier, Francie Kontakt: fib CONGRESS 2018 Termín a místo konání: 6. až 12. října 2018, Melbourne, Austrálie Kontakt: 76 BETON technologie konstrukce sanace 3/2016

79 ČVUT V PRAZE KLOKNERŮV ÚSTAV POŘÁDÁ KONFERENCI K 95. VÝROČÍ SVÉHO VZNIKU PRO STUDENTY DOKTORSKÉHO STUDIA A ODBORNOU VEŘEJNOST datum a místo konání: :00-17:30 v Ballingově sálu Národní technické knihovny, Technická 6, Praha 6 TÉMATA spolehlivost a hodnocení rizik konstrukcí analýza konstrukcí materiálové inženýrství experimentální ověřování monitorování a diagnostika konstrukcí Firemní prezentace TERMÍNY 30. května přihláška příspěvků studentů doktorského studia (název a abstrakt) 6. června oznámení o přijetí příspěvku pro publikaci a prezentaci 11. července zaslání celého článku 1. září přihláška k účasti bez prezentace a bez publikování ve sborníku Účast i občerstvení je zdarma pro všechny s potvrzenou registrací. KONTAKTNÍ SPOJENÍ NA ORGANIZÁTORA ČVUT v Praze, Kloknerův ústav konference-klok@cvut.cz web: Kapacita sálu: 100 účastníků PŘEDBĚŽNÝ PROGRAM 9:00 9:20 Úvodní slovo ředitele (doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D.) 9:20 11:00 Spolupráce s akademickými pracovišti a průmyslem 11:00 11:30 Přestávka 11:30 12:45 Prezentace aktivit oddělení KÚ 12:45 14:00 Oběd 14:00 15:30 Prezentace vybraných příspěvků studentů doktorského studia - 1.blok (paralelně první prohlídka Kloknerova ústavu) 15:30 16:00 Přestávka 16:00 17:30 Prezentace vybraných příspěvků studentů doktorského studia - 2.blok (paralelně druhá prohlídka Kloknerova ústavu) 19:00 22:00 Raut v Betlémské kapli Program může být průběžně upřesňován. Konference je akreditována v programu celoživotního vzdělávání ČKAIT a ohodnocena jedním bodem. Příspěvky studentů doktorského studia budou publikovány ve sborníku vydaném Nakladatelstvím ČVUT. Příspěvky budou předneseny v češtině. Konference je částečně podpořena grantem ČVUT v Praze SVK 59/16/F1. Prof. Ing. František Klokner zakladatel Kloknerova ústavu Firemní prezentace Firemní prezentace 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, September 16 20, ICCC2019_inz87,5x131,5.indd :07

80 Česká betonářská společnost ČSSI Partner konference Českomoravský beton, a.s. UZÁVĚRKA ANOTACÍ: 13. ČERVNA 2016 VYBRANÉ PŘÍSPĚVKY ZE SBORNÍKU K 23. BD 2016 BUDOU ZAŘAZENY DO VĚDECKÉHO ČASOPISU JOURNAL SOLID STATE PHENOMENA, KTERÝ JE ZAŘAZEN DO DATABÁZE SCOPUS 30. listopadu a 1. prosince 2016 Litomyšl, Zámecké návrší p.o. V ROCE 2016 PRO VÁS PŘIPRAVUJEME Česká betonářská společnost ČSSI TP 05 Technická pravidla ČBS 05 MODUL PRUŽNOSTI BETONU SOUTĚŽNÍ PODMÍNKY σ l E ε 2016 Česká betonářská společnost ČSSI Soutěž VYNIKAJÍCÍ BETONOVÁ KONSTRUKCE ROČNÍK STAVBY REALIZOVANÉ V LETECH Uzávěrka celostátního kola: 30. září 2016 Vyhlášení vítězů: 30. listopadu 2016 Odborná publikace Publikace TECHNICKÁ PRAVIDLA ČBS 05 MODUL PRUŽNOSTI BETONU Modul pružnosti je základní charakteristikou popisující souvislost mezi napětím a deformací betonu. Cílem autorů publikace je poskytnout podklad, který definuje srozumitelně, co se pod pojmem modul pružnosti betonu rozumí, jak se stanoví, jak se kontroluje a jaké tolerance lze považovat za přípustné. Publikace je určena pro výrobce betonu, zkušební laboratoře, projektanty, dodavatele i investory. Jejím přínosem je především návrh pravidel pro vyhodnocování průkazních a kontrolních zkoušek modulu pružnosti při respektování současných normových postupů jak pro návrh konstrukce, tak i pro zkoušení modulu pružnosti. Vydání: září ročník soutěže VYNIKAJÍCÍ BETONOVÁ KONSTRUKCE 2016 STAVBY REALIZOVANÉ V LETECH Soutěže Česká betonářská společnost ČSSI uděluje od roku 1997 ceny ČBS za vynikající betonové konstrukce/stavby s významným podílem konstrukčního betonu. Ceny se udělují v celostátním kole za konstrukce/stavby realizované na území ČR nebo při podstatné účasti tuzemských firem na projektovém a realizačním zajištění konstrukce/stavby i mimo území ČR. Výsledky 10. jubilejního ročníku soutěže budou slavnostně vyhlášeny u příležitosti zahájení 23. mezinárodní konference Betonářské dny 2016 dne 30. listopadu 2016 v Litomyšli. Uzávěrka přihlášek do soutěže: 30. září 2016 Vyhlášení vítězů: 30. listopadu 2016 SLEVA PRO ČLENY ČBS POZVÁNKA NA ŠKOLENÍ Česká betonářská společnost ČSSI Školení systému ČBS AKADEMIE VODONEPROPUSTNÉ BETONOVÉ KONSTRUKCE 19. října 2016 Masarykova kolej ČVUT, Thákurova 550/1, Praha 6 Školení VODONEPROPUSTNÉ BETONOVÉ KONSTRUKCE V přímé návaznosti na vydání publikace Vodonepropustné betonové konstrukce (TP 04) připravila Česká betonářská společnost ČSSI školení. Tým autorů, který zpracoval poznámky k překladu komentáře, se ujal role přednášejících. Školení je určeno všem, kteří se bílými vanami již zabývají, anebo se o ně zajímají projektantům, pracovníkům prováděcích firem, investorům a správcům. 19. října 2016 Masarykova kolej ČVUT, Thákurova 550/1, Praha 6 Školení VÝZVA K ZASLÁNÍ ANOTACE ODBORNÉHO PŘÍSPĚVKU PŘEDBĚŽNÁ POZVÁNKA Konference s mezinárodní účastí 23. BETONÁŘSKÉ DNY 2016 spojená s výstavou BETON 2016 Konference s mezinárodní účastí 23. BETONÁŘSKÉ DNY 2016 spojená s výstavou BETON Betonářské dny (BD 2016) přinesou stejně jako v minulých ročnících bohatý program odborných přednášek a posterů, prostor pro odborné diskuze, neformální obchodní jednání a přátelská setkání. Betonářské dny budou ale především výroční konferenční akcí, která si v odborné rovině klade za cíl seznámit účastníky s nejvýznačnějšími betonovými konstrukcemi uplynulého roku v ČR i v zahraničí a s nejdůležitějšími technickými novinkami v oboru betonových konstrukcí. 30. listopadu a 1. prosince 2016 Litomyšl, Zámecké návrší p.o. Konference Česká betonářská společnost ČSSI