4/2017 4/2017 MOSTY MOSTY

Transkript

1 4/2017 MOSTY 4/2017 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 MOSTY VALY A RIEKA NA SLOVENSKÉ DÁLNICI D3 /4 TŘETÍ MOST 38/ PŘES BOSPOR 76 / ŽELEZOBETONOVÝ OBLOUKOVÝ MOST V PODOLSKU MOSTY V KŘIŽOVATCE SVRČINOVEC NA DÁLNICI D3 /12 18 / MOSTNÍ KRUHOVÁ KŘIŽOVATKA FSE 105 NA OBCHVATU STOCKHOLMU SVAZ VÝROBCŮ BETONU ČR Na Zámecké 9, Praha 4 tel.: svb@svb.cz 22 / DVĚ LÁVKY PŘES ŘEKU NORTH SASKATCHEWAN V KANADSKÉM EDMONTONU SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ Veveří 331/95, Brno tel.: ssbk@ .cz 86/ TŘI MOSTY PREZENTOVANÉ NA fib SYMPOZIU 2017 V MAASTRICHTU NOVÝ DÁLNIČNÍ MOST NA ŠTÍHLÝCH PILÍŘÍCH PŘES ŘEKU LAHN 84/ /41 MOST PŘES ŘEKU ALFENZ ČESKÁ BETONÁŘSKÁ SPOLEČNOST ČSSI Samcova 1, Praha 1 tel.: tel.: cbsbeton@cbsbeton.eu

3 OBSAH CONTENT ÚVODNÍK Lucie Šimečková, Michal Števula, Jan L. Vítek, Petr Hájek, Milan Kalný, Leonard Hobst, Jan Gemrich, Vladimír Veselý, Juraj Bilčík / 2 STAVEBNÍ KONSTRUKCE MOSTY VALY A RIEKA NA SLOVENSKÉ DÁLNICI D3 Michal Jurík, Martin Formánek, Pavel Svoboda, Jiří Stráský / 4 MOSTY V KŘIŽOVATCE SVRČINOVEC NA DÁLNICI D3 Milan Kalný, Marcel Mimra, Jan Komanec, Václav Kvasnička, Lukáš Procházka / 12 MOSTNÍ KRUHOVÁ KŘIŽOVATKA FSE 105 NA OBCHVATU STOCKHOLMU Michal Kunc / 18 DVĚ LÁVKY PŘES ŘEKU NORTH SASKATCHEWAN V KANADSKÉM EDMONTONU Jiří Stráský, Radim Nečas, Jan Koláček / 22 SANACE A REKONSTRUKCE OBLOUKOVÉ MOSTY PŘES OTAVU U OBCE ZÁTAVÍ František Košán / 32 JAK (NE)PRACOVAT S BETONEM TÉMA 4 TUHNUTÍ BETONU, KONZISTENCE Vladimír Veselý / 36 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE TŘETÍ MOST PŘES BOSPOR / 38 NOVÝ DÁLNIČNÍ MOST NA ŠTÍHLÝCH PILÍŘÍCH PŘES ŘEKU LAHN Radek Syka / 41 BEDNĚNÍ A DETAILY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ ČÁST 10 Petr Finkous / 44 VĚDA A VÝZKUM MODELY PRO ANALÝZU KROUCENÍ MASIVNÍCH BETONOVÝCH PRVKŮ Vladimír Křístek, Jaroslav Průša, Jan L. Vítek / 50 VÝSLEDKY DOSAVADNÍHO SLEDOVÁNÍ MOSTU PŘES ÚDOLÍ CHOMUTOVKY NA SILNICI I/27 U OBCE VELEMYŠLEVES Lukáš Vráblík, Petr Bouška, Miroslav Vokáč / 56 ANALÝZA KONSTRUKCÍ Z BETONU VYZTUŽENÉHO ROZPTÝLENOU OCELOVOU VÝZTUŽÍ Petr Vítek / 67 PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ PRÍČINY HAVÁRIE A REKONŠTRUKCIA PREDPÄTÉHO MOSTA V PODBIELI Martin Moravčík, Petra Bujňáková, František Bahleda / 62 HISTORIE MOST PŘES JIZERU U SOJOVIC Kamil Elleder, Vladislav Hrdoušek / 72 ŽELEZOBETONOVÝ OBLOUKOVÝ MOST V PODOLSKU Tomáš Janda / 76 SPEKTRUM MOST PŘES ŘEKU ALFENZ Dalibor Hlaváček / 84 AKTUALITY BETONOVÉ KLOUBY V MOSTNÍM STAVITELSTVÍ (info o knize) Karel Dahinter / LET VÝROBY BETONU NA ROHANSKÉM OSTROVĚ Kristýna Vinklerová / LET PROF. ING. JANA L. VÍTKA, CSC., FENG. Vladimír Křístek / 48 VÁPNO, CEMENT, EKOLOGIE 2017 ODBORNÝ SEMINÁŘ Stanislava Rollová / 85 TŘI MOSTY PREZENTOVANÉ NA fib SYMPOZIU 2017 V MAASTRICHTU / 86 SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA / 88 FIREMNÍ PREZENTACE Stráský, Hustý a partneři / 26 PERI / 31 Novák & Partner / 35 Cemex / 61 Dlubal Software / 63 Stavba roku 2017 / 71 Česká Doka bednicí technika / 75 BESTInfra / 75 Redrock / 88 Beton University / 3. strana obálky Fibre Concrete 2017 / 3. strana obálky ROČNÍK: sedmnáctý ČÍSLO: 4/2017 (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., Ing. Václav Brož, CSc., doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc., Ing. Jan Gemrich, prof. Ing. Petr Hájek, CSc. (před seda), prof. Ing. Leonard Hobst, CSc. (místo předseda), Ing. arch. Jitka Jadrníčková, Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc., Ing. Milan Kalný, prof. Ing. Alena Kohoutková, CSc., FEng., doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D., doc. Ing. arch. Patrik Kotas, Ing. Milada Mazurová, doc. Ing. Martin Moravčík, PhD., Ing. Stanislava Rollová, Kryštof Rössler, Ing. arch. Jiří Šrámek, prof. Ing. RNDr. Petr Štěpánek, CSc., Ing. Michal Števula, Ph.D., Ing. Vladimír Veselý, prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc., FEng. GRAFICKÝ NÁVRH A SAZBA: Ing. Jiří Šilar ILUSTRACE NA TÉTO STRANĚ: Mgr. A. Marcel Turic TISK: Libertas, a. s. Drtinova 10, Praha 5 VYDAVATELSTVÍ A REDAKCE: Beton TKS, s. r. o. Na Zámecké 9, Praha 4 Redakce a inzerce: redakce@betontks.cz Předplatné (i starší výtisky): predplatne@betontks.cz Časopis je zařazen na Seznam recenzovaných neimpaktovaných periodik vydávaných v České republice schválený Radou pro výzkum a vývoj. ROČNÍ PŘEDPLATNÉ: základní: 720 Kč bez DPH, 792 Kč s DPH snížené pro studenty, stavební inženýry do 30 let a seniory nad 70 let: 270 Kč bez DPH, 297 Kč s DPH pro slovenské předplatitele: 28 eur bez DPH, 30,80 eur s DPH (všechny ceny jsou včetně balného a distribuce) Vydávání povoleno Ministerstvem kultury ČR pod číslem MK ČR E ISSN Podávání novinových zásilek povoleno Českou poštou, s. p., OZ Střední Čechy, Praha 1, čj. 704/2000 ze dne Autoři odpovídají za původnost příspěvků a jsou povinni respektovat autorská práva třetích stran. Označené příspěvky byly lektorovány. FOTOGRAFIE NA TITULNÍ STRANĚ: 100 titulních stran časopisu Beton TKS vydaných v letech 2001 až 2017 PHOTOGRAPH ON THE FRONT PAGE: 100 front pages of the Beton TKS journal published from 2001 to /2017 technologie konstrukce sanace BETON 1

4 ÚVODNÍK EDITORIAL LUCIE ŠIMEČKOVÁ, šefredaktorka Časopis Beton TKS slaví své malé narozeniny. Vychází každé dva měsíce již sedmnáctým rokem a výtisk, který držíte v ruce, je v pořadí stým. STÝM!!! Dnes vypadá jinak než na svém počátku, ale jeho cíl na zajímavých stavbách nejen z České republiky, ale i z celého světa prezentovat možnosti betonu a zárověň informovat o jeho současném teoretickém poznání z pohledu vědců, normotvůrců, technologů, statiků, stavařů a architektů se stále daří naplňovat. Ráda bych poděkovala všem autorům, kteří u nás publikují, a řada z nich i opakovaně. Bez nich by časopis nemohl existovat. Současně velice děkuji za spolupráci lektorům, jejichž jména se sice v časopise neobjeví, ale jejichž posudky jsou zárukou vysoké kvality odborných článků. A na závěr chci z celého srdce poděkovat Vám, našim čtenářům, za Vaši dlouholetou přízeň. Svůj vztah k časopisu při této slavnostní příležitosti vyjádřili i někteří členové redakční rady (RR) MICHAL ŠTEVULA Každý pracující člověk trpí nějakou profesní deformací. U mě je to jednoznačně BETON a vše co s ním souvisí. Zřejmé to začalo být už na střední průmyslové škole ve chvíli, kdy jsem se setkal s předmětem stejného jména, který navíc vysvětloval zapálený učitel. Díkybohu za to. Mohl jsem pak v průběhu let sledovat vývoj betonu od hrubého materiálu až k současným ušlechtilým a skvělým aplikacím, jako je např. pohledový beton, UHPC a další. Logika betonově deformovaného člověka říká: Je samozřejmé, že o betonu vychází časopis. Uchovat si přehled o dění by bylo bez časopisu Beton TKS mnohem obtížnější. Díky tedy všem lidem a společnostem, které se na jeho vydávání podíleli, podílí a podílet budou. Betone TKS, vše nejlepší k 100. číslu! JAN L. VÍTEK Časopis Beton TKS začal vycházet přesně od prvního roku 3. tisíciletí. Jednání mezi čtyřmi organizacemi Svazem výrobců cementu ČR, Svazem výrobců betonu ČR, Českou betonářskou společností, kterou jsem měl čest zastupovat v roli předsedy, a Sdružením pro sanace betonových konstrukcí probíhala během roku Jejich cílem bylo začít vydávat časopis, který by na jedné straně propagoval beton a betonové konstrukce a na straně druhé objektivně informoval o technických otázkách v oblasti technologie betonu, návrhu a realizaci konstrukcí včetně souvisejících oblastí jako je diagnostika nebo výzkum. První číslo tehdy pouze s počtem 48 stran vyšlo v únoru Do konce roku 2016 bylo vydáno 96 čísel (nejsou však zahrnuta zvláštní čísla, která vyšla v letech 2005, 2008 a 2012). Z toho plyne, že 4. číslo roku 2017 je číslo jubilejní, tedy 100. Protože se asi nedožijeme vydání 100. ročníku, považujme toto malé jubileum za příležitost k poohlédnutí, jak se podařilo splnit očekávání diskutovaná při podpisu smlouvy o založení časopisu. Z původního rozsahu 48 stran se objem rozšířil na až cca 80 stran, vyšly i výtisky o rozsahu 122 či 136 stran. Témata jsou velmi široká, od typicky architektonických popisujících možnosti betonu z hlediska uměleckého pojetí přes články popisující zajímavé realizované pozemní, inženýrské, vodní a další stavby až po články ryze technické na téma výzkumu nebo normalizace. Jednotlivá čísla jsou tematicky zaměřena, ale přesto poskytují prostor pro příspěvky, které s hlavní tematikou souvisejí jen okrajově. Bývají doplněna i o články zpracovávané redakcí o zajímavostech obvykle ze zahraničí. I tyto prvky činí časopis dle mého názoru pestrý a atraktivní. Za dobu více než 16 let si časopis vytvořil svůj okruh čtenářů, kteří jej se zájmem čtou, nebo v něm dokonce publikují. Je škoda, že systém hodnocení publikací ve výzkumných organizacích a na vysokých školách publikování v Betonu TKS nijak neoceňuje. Na druhou stranu totéž může být chápáno tak, že časopis je natolik zajímavý, že netrpí nedostatkem článků, i když nemá žádnou další podporu. Přesto je nutné podotknout, že články v časopise jsou v mnoha případech kvalitativně na vyšší úrovni než články v jiných hodnocených periodikách. Během doby existence časopisu se též uvažovalo o elektronických verzích a zrušení tištěného časopisu. Důvody byly různé, převážně však šlo o finanční úspory. Z mého, možná konzervativního pohledu, je papírový časopis elektronickou verzí nenahraditelný. Není vždy ideální sledovat obrazovku. Papírový a navíc atraktivní časopis s kvalitními obrázky lze s radostí číst i v místech mimo dosah počítačových sítí a notebooků. Doufám proto, že se najdou, jako zatím dosud, finanční prostředky k vydávání klasické papírové verze. Úspěšný vývoj časopisu je výsledkem činnosti zejména redakce a redakční rady. Po počátečním usazení redakce, kdy se vystřídalo několik redaktorů, nastoupila do pozice šéfredaktorky Jana Margoldová, která v redakci strávila téměř 14 let. V této době se nastavily kvalitativní standardy časopisu, které se snažíme dodržovat až do současnosti. Na jaře v roce 2015 po odchodu Jany Margoldové do pozice šéfredaktorky nastoupila Lucie Šimečková. Protože již delší dobu v redakci pracovala, proběhla změna šéfredaktorky bez otřesů, velmi hladce a časopis neztratil kontinuitu ani nic na své kvalitě. Redakční radu, kde mám jako její člen též příležitost vývoj časopisu sledovat, vede po celou dobu a velmi dobře Petr Hájek. Přestože se složení neustále obměňuje, činnost redakční rady je stabilizovaná a redakční rada snad přiměřeně dohlíží na práci redakce a bdí nad standardem časopisu. Při pohledu zpět na posledních 99 čísel časopisu se domnívám, že lze konstatovat, že cíle očekávané v roce 2000 byly splněny. Velmi dobrá grafická úroveň i vhodně volená obsahová stránka skutečně ukazuje přednosti betonových konstrukcí a působí tedy jako prvek podporující jejich realizaci i tam, kde to třeba dříve nebylo obvyklé. I druhý cíl, přinášet konkrétní informace o realizovaných stavbách, zajímavých projektech a novinkách kolem betonu a betonových konstrukcí, je časopisem plněn. Z mého pohledu je příjemné dnes po delší době dospět k závěru, že rozhodnutí vydat se cestou společného kvalitního časopisu, i za podmínek, že každá ze zakládajících organizací sledovala trochu jiné cíle, bylo správné. Za tento úspěch lze poděkovat především zakládajícím organizacím za jejich trvalou podporu, redakci za kaž dodenní pečlivou práci při vytváření vlastních čísel časopisu a redakční radě i vedení časopisu, u jehož zrodu stál Vlastimil Šrůma a které v současné době reprezentuje Michal Števula. Do dalších let bych časopisu rád popřál stabilní podmínky dané trvalou podporou a zájmem zakládajících organizací a kvalitní redakci, která bude garantem udržení kvality časopisu i do budoucna. 2 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

5 ÚVODNÍK EDITORIAL PETR HÁJEK, předseda RR Když jsem byl v roce 1996 jmenován předsedou redakční rady časopisu Beton a zdivo, ani ve snu by mě nenapadlo, že budu po více než 21 letech účasten vydání 100. čísla časopisu Beton TKS, který od roku 2001 plynule nahradil předcházející časopis. Za tuto dobu se leccos událo, vyměnilo se několik šéfredaktorů, redaktorů, grafiků a tiskáren. Nejdůležitější ale je, že se časopis udržel po tak dlouhou dobu a postupně si vybudoval okruh pravidelných čtenářů i zájem autorů publikovat své články na jeho stránkách. Tomu jistě přispěla kvalita časopisu, a to nejen formální, ale především obsahová, přinášející každé dva měsíce atraktivní formou nové informace z oblasti betonového stavitelství. To vše vzniká za významné podpory čtyř zakládajících organizací ČBS, SSBK, Svazu výrobců betonu ČR a Svazu výrobců cementu ČR a především zásluhou kvalitní profesionální práce redakce vedoucí k postupnému zkvalitňování časopisu. Jsem rád, že mi byla dána šance se na vývoji časopisu podílet a svojí troškou přispět k jeho úrovni. Věřím, že časopis bude i nadále plnit roli klíčového oborového časopisu v oblasti betonu a betonových staveb, a přeji mu do další stovky, aby si udržel zájem čtenářů i autorů, minimálně na stejné úrovni jako tomu bylo dosud. MILAN KALNÝ Moderní doba je často hodně paradoxní. Přináší rychlost, ale spoustu věcí nestíháme. Hloubku poznání a zkušenost nahrazuje stručnost, až určitá povrchnost. Zapomínáme na minulost a opakujeme stejné chyby. Společnost bohatne, ale máme problém financovat prospěšné činnosti. Všude je nadbytek reklam a málokdo je bere vážně. Jsem rád, že si časopis Beton TKS zachovává zdravou klasickou vyváženost a moderními nešvary se nenechává rozhodit. A je to dobře vidět i ve srovnání s některými renomovanými zahraničními časopisy v našem oboru, jejichž úroveň v poslední době spíše klesá. Beton TKS je dosud mladý, svěží a uchovává hodnoty své doby. Máme k dispozici cenný archiv a můžeme se těšit na kaž dé další číslo. LEONARD HOBST, místopředseda RR Stovka je pro naši civilizaci magické číslo. Většina lidí by se chtěla oné stovky dožít, ale málokomu se to podaří. Pokud však ano, přijde k narozeninám gratulovat i primátor. U časopisu je to trochu jiné. Trvalo mu to pouze 17 let, nežli se té stovky dožil. Byl jsem u jeho zrodu a tak si vzpomínám na ony porodní bolesti, které se nám zdají nyní s odstupem času jako úsměvné. Jako například kolik sloupců textu dát na stránku časopisu, zda dva nebo tři, jak střídat barvy hřbetu v jednotlivých letech a jiné. Pro monotematický časopis, jakým je Beton TKS, je obdivuhodné, jak redaktoři a redakční rada dovedou získávat příspěvky, které jsou stále zajímavé a originální. Vždyť za tu dobu je to odhadem 6 až 7 tisíc stránek textu. Jak snazší to mají encyklopedické časopisy jako např , kam je možné zařadit vše od mořských hlubin až po hlubiny vesmíru a od pravěku až k chmurným vizím budoucnosti lidstva. Nezbývá nežli časopisu Beton TKS popřát do další stovky dělnou redakci, aktivní redakční radu a též narůstající počet čtenářů. JAN GEMRICH Pro českou cementářskou obec je vždy příjemné být ve společnosti rozličných betonářů, ať z oblasti ready mix výroby nebo z dalších aplikací konstrukčního stavitelství, silničních staveb a jiných. Někdy je nám trochu líto, že mezi betonáři nenajdeme vždy uplatnění pro celou škálu cementů výrobků umožněných cementářskou harmonizovanou normou. Mnohem důležitější však pro nás je jít s Vámi po cestě, která ukazuje technicky dokonalé a architektonicky krásné ztvárnění betonových staveb v užitkové nebo umělecké sféře. Pokračovat v této práci musíme společně směrem k investorům soukromým i státním, abychom ukázali možnosti betonu a cementu. Společný odborný časopis Beton TKS je toho výborným nástrojem. VLADIMÍR VESELÝ Všechna vydaná čísla časopisu počínaje 1/2001 mám chronologicky založená v pořadačích ve své kanceláři. Důvodem je jednak mužská ješitnost, protože jsem od počátku jedním zrnkem v redakční radě, a jednak profesní potřeba shromažďovat cenné technické informace. Časopis pro mne znamená pestrý zdroj informací z oblasti betonářské vědy i praxe, a to domácí i zahraniční. Často se v něm jako přidaná hodnota objevují články a fotografie, které akcentují estetické působení betonu, neboť beton byl, je a bude i nadále krásný. Časopisu bych chtěl popřát, aby stál pevně ku pomoci všem stavařům, tak jako je beton oporou všech staveb. JURAJ BILČÍK Dovolím si v mene slovenských čitateľov časopisu Beton TKS vysloviť poďakovanie všetkým, ktorí sa pričinili o zrod a dlhodobú vysokú kvalitu príspevkov a ich grafického spracovania. Časopis má nezastupiteľnú funkciu pri šírení odborných a vedeckých informácií z oblasti betónu a betónového staviteľstva z Česka, Slovenska i zo sveta. Redakcia časopisu má ruku na tepe rýchlo plynúceho času, pravidelne sa zúčastňuje odborných a vedeckých konferencií, sympózií či seminárov na oboch brehoch rieky Moravy. V súčasnosti je stále náročnejšie konkurovať záplave vedeckých open access časopisov v anglickom jazyku, ktoré sú dostupné na internete. Časopis Beton TKS si vážim a rád prečítam aj preto, lebo prezentuje nielen vedecké, ale aj odborné informácie v českom a slovenskom jazyku. Pri záplave chýb a porúch, s ktorými sa v praxi stretávame už aj na novostavbách, sú tie odborné niekedy dôležitejšie. Mimoriadne treba oceniť sprístupnenie kompletného archívu, na ktorý obsahuje viac ako článkov uverejnených v tomto časopise. V archíve sa informácie vyhľadávajú oveľa rýchlejšie a pohodlnejšie (netreba vstať ani zo stoličky!). Betón poznáme ako mimoriadne pevný, trvanlivý a prispôsobivý cementový kompozit. Nikto nespochybňuje jeho vedúce postavenie v oblasti stavebných materiálov. Nemám preto žiadne pochybnosti, že aj časopis, ktorý ho reprezentuje a propaguje, odolá tlakom najrôznejších vplyvov (impaktované a predátorské časopisy, elektronizácia, alternatívne fakty a pod.). K tomu mu zo Slovenska želáme do druhej stovky veľa zaujímavých článkov a zvedavých čitateľov. 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 3

6 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES MOSTY VALY A RIEKA NA SLOVENSKÉ DÁLNICI D3 VALY AND RIEKA BRIDGES ON D3 MOTORWAY, SLOVAKIA Michal Jurík, Martin Formánek, Pavel Svoboda, Jiří Stráský Dva letmo betonované mosty 592 m dlouhý most Valy a 501 m dlouhý most Rieka s rozpětími od 24,5 do 92,02 m postavené na slovenské dálnici D3 v úseku Svrčinovec Skalité jsou v článku popsány z hlediska architektonického a konstrukčního řešení, statické analýzy a postupu stavby. Nosné konstrukce tvořené komorovými nosníky proměnné výšky od 2,7 do 5 m byly betonovány letmo v symetrických konzolách. Protože převážná část nosných konstrukcí je rámově spojena se štíhlými podpěrami, tvoří mosty semiintergrované konstrukce. Two cantilever bridges 592 m long Valy bridge and 501 m long Rieka bridge with spans ranging from to m, built on the Slovak motorway D3 in the section Svrčinovec Skalité, are described in this article in terms of their architectural and structural design, static analysis and process of construction. Superstructures that are formed by box girders of a variable depth from 2.70 to 5.00 m were cast in symmetrical cantilevers. Since prevailing portions of the superstructures are frame connected with slender piers, the bridges form semi-integral structures. Na slovenské dálnici D3 byl v červnu letošního roku dán do provozu úsek Svrčinovec Skalité. Na tento úsek dálnice, která zde byla postavena jen v jedné polovině, navazují hraniční přechody do České Republiky a Polska. Na dálnici vedené v krásné horské krajině byla postavena řada pozoruhodných ocelobetonových a betonových mostů. Dva z nich, které byly postaveny podle alternativního návrhu firmy SHP, Brno, mají podobné uspořádání a byly postaveny stejnou technologií. Přes údolí Gorilova potoka byl postaven 592 m dlouhý most Valy (obr. 1) a přes údolí potoka Rieka byl postaven 502 m dlouhý most Rieka (obr. 2). Oba mosty s rozpětími až 92 m jsou tvořeny komorovým nosníkem proměnné výšky a překlenují hluboká údolí ve výškách až 85 a 62 m. Protože střední pole jsou rámově spojena se štíhlými podpěrami, tvoří mosty semiintegrované konstrukce. ARCHITEKTONICKÉ A KONSTRUKČNÍ ŘEŠENÍ Koncepční řešení Krásná horská krajina vyžadovala konstrukci jemných rozměrů, ekonomie stavby snadno proveditelnou konstrukci s minimální spotřebou materiálu, a proto jsou mosty v převážné délce tvořeny letmo betonovanými komorovými nosníky (obr. 3) a jsou podepřeny štíhlými podpěrami, které zaručují stabilitu konstrukce za provozu a při stavbě. Místo obvyklého řešení, v kterém spodní stavbu tvoří dvojice štíhlých stojek, tvoří spodní stavbu těchto mostů stojky průřezu písmene H, které jsou sestaveny ze dvou příčných stěn vzájemně spojených podélnou stěnou. U nižších stojek a v horní části vysokých podpěr je podélná stěna vynechána (obr. 4). Vzdálenost příčných stěn a výška, od které se vynechá podélná stěna, byly určeny na základě parametrických výpočtů, v kterých byla porovnávána požadovaná tu BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

7 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES nést všechna normová zatížení a momenty od předpětí mohou vyrovnat momenty od zatížení stálého, předpětím však nelze podstatně redukovat posouvající sílu. Následně je pak nutno konstrukci silně vyztužit smykovou výztuží, popř. navrhnout svislé předpětí. Pokud jsou tyto kabely doplněny kabely spojitosti, které mají průběh odpovídající průběhu momentu spojitého nosníku, lze výrazně omezit také smykové namáhání. A to nejen svislé smykové namáhání ve stojinách komorového průřezu, ale i vodorovné smykové na máhání v horní a spodní desce. Náklady zahrnující pracnost spojenou s provedením spojitých kabelů jsou mnohem menší, než jsou náklady spojené s přenesením smykového namáhání. Pokud jsou kabely spojitosti vedeny v komoře mimo průřez, může být pro přenesení smyku plně využita tlaková únosnost stěn neoslabených kabelovými kanálky, a tím lze podstatně redukovat jejich tloušťku, snížit tíhu konstrukce a následně redukovat namáhání nosné konstrukce. To vše vede k podstatné úspoře materiálu. Komorové nosníky obou mostů jsou proto předepnuty kombinací soudržných kabelů vedených v horní a dolní desce a nesoudržných kabelů spojitosti vedených v komorách (obr. 5). Prostorové uspořádání 3 Obr. 1 Most Valy Fig. 1 Valy bridge Obr. 2 Most Rieka Fig. 2 Rieka bridge Obr. 3 Konstrukce mostu Fig. 3 Bridge structure Obr. 4 Most Valy štíhlá podpěra Fig. 4 Valy bridge slender pier Obr. 5 Vnější předpětí Fig. 5 External cables Obr. 6 Most Valy: a) podélný řez, b) půdorys Fig. 6 Valy bridge: a) elevation, b) plan Obr. 7 Most Valy stavba mostu Fig. 7 Valy bridge bridge construction 5 4 host konstrukce při stavbě a současně poddajnost stojek, která za provozu redukuje jejich ohybové namáhání od objemových změn. Snaha o ekonomii stavby vede mnohé projektanty k návrhu, v kterém jsou komorové nosníky předepnuty kabely vedenými jen v horní a spodní desce. Takto navržená konstrukce sice může pře- 6a 6b Most Valy objekt Most Valy převádí budoucí pravý směr dálnice D3 po nosné konstrukci, která je tvořena spojitým komorovým nosníkem o devíti polích s rozpětími 37, ,5 m (obr. 6). Most má kolmé uspořádání, v podélném směru je niveleta dálnice v konstantním spádu 3,6 % (stoupá ve směru staničení). Směrově probíhá osa dálnice v přímé, v přechodnici i v pravotočivém kruhovém oblouku s poloměrem R = m. Jednostranný příčný sklon mostu p = 2,5 %. Komorový nosník je na krajních opěrách a vnitřních podpěrách 2, 8 a 9 uložen na dvojicích hrncových ložisek, s ostatními podpěrami je rámově spojen. Část konstrukce nad podpěrami 3, 4, 5, 6 a 7 byla betonována letmo v symetrických konzolách, zbývající část byla betonována na pevné skruži (obr. 7). 7 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 5

8 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES Most Rieka objekt Most Rieka převádí budoucí pravý směr dálnice D3 po nosné konstrukci, která je tvořena spojitým nosníkem o osmi polích s rozpětím 24, , ,02 + 2x 92, , ,51 m (obr. 8). Most má kolmé uspořádání, v podélném směru je niveleta dálnice v údolnicovém zakružovacím oblouku s poloměrem R = m se sklony tečen oblouku 0,9 a 2 %. Směrově probíhá osa dálnice v přechodnici a v pravotočivém kruhovém oblouku s poloměrem R = 594,25 m. Jednostranný příčný sklon mostu p = 3,5 %. Komorový nosník je na krajních opěrách a vnitřních podpěrách 2, 3 a 8 uložen na dvojicích hrncových ložisek, s ostatními podpěrami je rámově spojen. Část konstrukce nad podpěrami 4, 5, 6 a 7 byla betonována letmo v symetrických konzolách, zbývající část byla betonována na pevné skruži (obr. 9). 10a 10b 8a 8b 9 Nosná konstrukce Nosné konstrukce obou mostů z betonu C45/55 tvoří komorové nosníky s oboustranně vyloženými konzolami. Nosníky mají proměnnou výšku od 2,7 m do 5 m nad podpěrami letmo betonovaných polí (obr. 10). Krajní pole mají konstantní výšku 2,7 m. Náběh tvaru paraboly 2 má délku 42,5 m, nad podpěrami má konstrukce konstantní výšku. Tloušťka stěn (0,35 m) a tvar horní desky je konstantní, proměnná je pouze tloušťka dolní desky letmo betonovaných polí. Uprostřed rozpětí má deska tloušťku 150 mm, u podpěr je zesílena na 400 mm. Šířka nosné konstrukce je 13,41 m, šířka komory je stejná jako šířka podpěr 7 m. Komorový nosník letmo betonovaných polí je nad podpěrami ztužen podporovými příčníky, které přímo navazují na příčné stěny vnitřních podpěr. V příčnících jsou průchozí otvory a horní deska, v které jsou ohýbány a postupně kotveny vnější kabely, je zesílena. Komorový nosník krajních polí je nad podpěrami ztužen průchozími podporovými příčníky tloušťky 2,5 m, které přenáší zatížení ze stěn do ložisek. Nosná konstrukce středních polí byla betonována letmo v symetrických konzolách vycházejících z podporových zárodků délky 12 m. První segment má délku 4 m, délka ostatních sedmi segmentů je 5 m. Střední uzavírací segment má délku 2, popř. 2,02 m. Nosná konstrukce je v podélném směru předepnuta, v příčném směru je navržena jako železobetonová. Podélné předpětí má klasické uspořádání (obr. 11) [1]. V průběhu postupné betonáže segmentů byly osazovány a napínány konzolové kabely vedené v horní desce, po vybetonování uzavíracích segmentů byly osazeny a napnuty kladné kabely vedené ve spodní desce a kotvené ve vnitřních dolních rozích komorového průřezu. Tyto kabely doplňují vnější kabely spojitosti vedené v komoře nosníku. Konzolové kabely jsou tvořeny kabely sestavenými ze 7, 15 a 19 lan, kladné kabely a kabely spojitosti jsou tvořeny kabely sestavenými z 19 lan Y1860S7/15,7. V krajních polích, která byla betonována na pevné skruži, jsou v horní i spodní desce také vedeny přímé kabely, jež jsou kotveny v koncových příčnících a poblíž uzavírací spáry s letmo betonovanými částmi. Byly navrženy tak, aby přenesly statické účinky od převážné části vlastní tíhy. Po spojení s letmo betonovanými částmi byly osazeny a napnuty kabely spojitosti. Ty jsou vedeny po celé délce nosné konstrukce; jsou kotveny v koncových příčnících a některých vnitřních příčnících, kde se překrývají. S ohledem na omezení počtu kotevních míst 11a 11b 11c 6 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

9 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 12a 12b 12c 13 Obr. 8 Most Rieka: a) podélný řez, b) půdorys Fig. 8 Rieka bridge: a) elevation, b) plan Obr. 9 Most Rieka stavba mostu Fig. 9 Rieka bridge bridge construction Obr. 10 Příčný řez nosnou konstrukcí: a) uprostřed rozpětí, b) u podpěry Fig. 10 Cross section of the deck: a) at mid-span, b) at support Obr. 11 Předpětí: a) příčný řez uprostřed rozpětí, b) příčný řez u podpěry, c) podélný řez Fig. 11 Prestressing: a) cross section at mid-span, b) cross section at support c) elevation Obr. 12 Pilíře příčné řezy: a) podpěry 2, 8, 9 most Valy; podpěry 2, 3, 8 most Rieka, b) podpěry 3, 7 most Valy; podpěry 4, 7 most Rieka, c) podpěry 4, 5, 6 most Valy; podpěry 5, 6 most Rieka Fig. 12 Piers cross sections: a) piers 2, 8, 9 Valy bridge; piers 2, 3, 8 Rieka bridge, b) piers 3, 7 Valy bridge; piers 4, 7 Rieka bridge, c) piers 4, 5, 6 Valy bridge; piers 5, 6 Rieka bridge Obr. 13 Most Valy větrolam Fig. 13 Valy bridge windbreaker Obr. 14 Postupná stavba pilíře Fig. 14 Incremental pier construction Obr. 15 Most Valy letmá betonáž Fig. 15 Valy bridge cantilever construction jsou kabely spojitosti vedeny přes dvě, tři anebo čtyři pole. Kabely spojitosti jsou ohýbány v podporových příčnících a v deviátorech, které jsou situovány v polích. S ohledem na omezení ztrát předpětí byly tyto kabely napínány z obou stran. Spodní stavba Všechny pilíře mají konstantní šířku 7 m; jejich výška je s ohledem na konfiguraci terénu a výškové vedení nivelety od 7,6 až do 75,98 m. Krajní podpěry s ložisky jsou tvořeny dvěma obdélníkovými sloupy 1,6 x 1,7 m vzájemně spojenými příčnou stěnou tloušťky 0,4 m (obr. 12a). Pilíře letmo betonovaných polí jsou tvořeny dvojicemi stěn tlouštěk 0,9 a 1 m s vnějšími plochami vylehčenými prolisy. Vzdálenost stěn krajních pilířů je 1,5 m (obr. 12b). Stěny středních pilířů, které jsou od sebe vzdáleny 2,3 m, jsou spojeny podélnou stěnou tloušťky 0,8 m (obr. 12c), která je ukončena 20 m pod hlavou pilíře. Při stavbě byly stěny krajních pilířů ztuženy příhradovými montážními přípravky. Opěry jsou navržené železobetonové se závěrnými zídkami a rovnoběžnými zavěšenými křídly. Založení mostů Založení obou mostů je hlubinné. V projektu byly opěry i pilíře založeny na pilotách průměru 900 mm délek od 7 do 12 m. V základech bylo navrženo 12 až 41 pilot. Při stavbě se ukázalo, že přes některé základové spáry prochází těžce vrtatelné horniny, a proto piloty musely být částečně nebo plně nahrazeny mikropilotami. Příslušenství mostů Vozovka a římsy na obou mostech mají klasické uspořádání. Vozovka je po 10 až 16 m odvodněna do podélných svodů zavěšených na vnějších konzolách. Na koncích mostů jsou osazeny nožnicové dilatační závěry. Vozidla na mostě Valy jsou před účinky větru chráněna větrolamy (obr. 13). Na mostě Rieka je osazeno klasické zábradlí natřené, podobně jako všechny mosty stavby, žlutou barvou /2017 technologie konstrukce sanace BETON 7

10 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES Obr. 16 Most Rieka letmá betonáž Fig. 16 Rieka bridge cantilever construction Obr. 17 Most Valy betonáž uzavíracích segmentů Fig. 17 Valy bridge casting of the closure segments Obr. 18 Most Rieka stavba krajních polí Fig. 18 Rieka bridge side spans construction Obr. 19 Výpočtový model: a) most Valy, b) most Rieka Fig. 19 Calculation model: a) Valy bridge, b) Rieka bridge Obr. 20 Výpočtový model postupná stavba mostu Fig. 20 Calculation model incremental bridge construction Obr. 21 Most Rieka: a) ohybové momenty [knm], b) posouvající síly [kn] Fig. 21 Rieka bridge: a) bending moments [knm], b) shear forces [kn] Obr. 22 Výpočtový model prostorová analýza nosné konstrukce Fig. 22 Calculation model space analysis of the superstructure Obr. 23 Nelineární analýza spodní stavby při stavbě Fig. 23 Non-linear analysis of the substructure during construction Obr. 24 Most Rieka: a) deformace nosné konstrukce, b) nadvýšení Fig. 24 Rieka bridge: a) deformation of the superstructure, b) camber 18 VÝSTAVBA MOSTŮ Po provedení pilot, základů a opěr byly do překládaného bednění postupně, po segmentech, betonovány pilíře (obr. 14). Délka jednoho segmentu byla 5 m, doba jeho výstavby byla cca deset dní. Následně byly vytvořeny 12 m dlouhé zárodky nosné konstrukce. Betonovaly se ve třech fázích: dolní deska s 1 m vysokou stěnou, zbývající část stěny a podporové příčníky, horní deska. Po osazení betonářských vozíků se postupně betonovaly 4 a 5 m dlouhé segmenty (obr. 15, 16), které se betonovaly najednou, bez přerušení. Zárodky byly vytvořeny průměrně za 60 dní, segmenty za 12 dní. Po vybetonování symetrických segmentů byly postupně napínány konzolové kabely. Po dokončení konzol byly vybetonovány střední uzavírací segmenty (obr. 17) a byly napnuty kladné kabely. Současně s výstavbou letmo betonovaných polí byla na pevné skruži postupně betonována krajní pole (obr. 18). Komorový nosník byl betonován ve dvou stadiích nejdříve spodní deska, stěny a příčníky, následně horní deska. Po vybetonování uzavíracích spár mezi letmo betonovanými částmi a částmi betonovanými na skruži byly napnuty kabely spojitosti. S ohledem na omezení dlouhodobých deformací pilířů byla nejdříve betonována vahadla nad krajními podpěrami. Také spojování sousedních konzol postupovalo ve směru od krajních opěr ke středu mostu. 19a 19b Po provedení dokončovacích prací proběhly statické a dynamické zatěžovací zkoušky, které ověřily teoretické předpoklady výpočtu a kvalitu provedení. 8 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

11 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 20 21a 21b STATICKÁ ANALÝZA Globální analýza obou mostů byla provedena programovým systémem MIDAS Civil. Byly vytvořeny prostorové modely konstrukcí, které vystihly nejen prostorové působení konstrukcí v konečném stavu (obr. 19), ale také jejich postupnou výstavbu (obr. 20), popř. rekonstrukce. Na konstrukce byla dále aplikována veškerá nahodilá a vedlejší zatížení dle STN EN 1991 a následně byly vytvářeny kombinace v souladu s STN EN Konstrukce byla posouzena ve všech montážních stavech, v době uvedení do provozu a na konci životnosti mostu (100 let). Pro analýzu byly vytvořeny prostorové prutové modely. Vliv smykového ochabnutí byl zaveden pomocí spolupůsobící šířky horní desky, která byla pro účinky ohybu redukována. Protože pro namáhání normálovou silou působí celý průřez, byla odstraněná část desky přesunuta do těžiště průřezu. Konstrukční uspořádání, množství předpětí a postup výstavby byly ovlivněny hlavně kritérii mezního stavu použitelnosti (MSP), a to především kontrolou šířky trhlin na nosné konstrukci (NK). Stav dekomprese musí být splněn pro častou kombinaci zatížení (STN EN Tab N). Během provádění je tahové napětí v betonu omezeno průměrnou hodnotou pevnosti betonu v tahu f ctm (STN EN článek (103)). Velikost předpětí a uspořádání předpínacích kabelů vyplynuly nejen z požadavku norem, ale také z požadavku na tvarovou stálost. Předpětí bylo navrženo tak, aby ohybové momenty od předpětí měly stejný průběh, ale opačné znaménko jako momenty od zatížení stálého (obr. 21a). Pomocí použití volných kabelů spojitosti bylo také možné vyrovnat podstatnou část posouvající síly (obr. 21b). Návrh příčné výztuže NK vycházel z posouzení mezního stavu únosnosti (MSÚ) na kombinované účinky smyku, kroucení a příčného ohybu. Pro analýzu příčného směru byl vytvořen deskostěnový model výseku konstrukce (obr. 22) a MSÚ pro únavu 24a 24b 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 9

12 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 25 Obr. 25 Most Valy Fig. 25 Valy bridge Obr. 26 Most Rieka Fig. 26 Rieka bridge 26 byl proveden dle přílohy NN v STN EN V některých průřezech únavové namáhání rozhodovalo o příčném vyztužení vnějších konzol. Zvýšená pozornost byla věnována posouzení štíhlých stěnových pilířů. Ve výpočetním modelu pro výstavbu vahadel byly geometrické imperfekce zohledněny vychýlením pilířů v podélném a příčném směru a konstrukce byla analyzována jako geometricky nelineární konstrukce (obr. 23). V provozním stavu byly pilíře modelovány v projektované geometrii a získané vnitřní síly byly zvětšovány o geometrické imperfekce a účinky druhého řádu dodatečně. Následně byla pro rozhodující zatěžovací stavy provedena geometricky nelineární analýza celé konstrukce. Velká pozornost byla také věnována kontrole geometrie při stavbě a určení nadvýšení konstrukce. Základní výpočet nadvýšení vahadel obou mostů byl proveden způsobem letmé betonáže jednotlivých lamel do tečny [2], [3]. Protože dlouhodobé deformace letmo betonovaných mostů jsou obvykle větší, než určuje výpočet podle platné normy [4], [5], [6], byla velká pozornost věnována analýze dlouhodobých deformací od dotvarování a smršťování betonu. Tyto deformace byly eliminovány jednak filozofií návrhu vyrovnáním statických účinků od zatížení stálého předpětím, tak i opatrností při posouzení průřezů a nadvýšením. Na základě zkušeností s dlouhodobým měřením mostu přes Vltavu u Vepřeku [7] byla letmo betonovaná pole nadvýšena o hodnotu rovnou 1/1 000 rozpětí. Protože po dokončení letmé betonáže by konstrukce byla v navržené niveletě, napnutím kabelů spojitosti by se konstrukce dále zvedla (obr. 24a). Z tohoto důvodu bylo zvolené nadvýšení zmenšeno o deformaci od kabelů spojitosti. Tvar nadvýšení byl zvolen tak, aby v čase t = 100 let byla konstrukce stále nadvýšena a aby tvar nadvýšení byl afinní k deformaci konstrukce od zatížení stálého určeného na výsledné konstrukci (obr. 24b). NK by proto měla mít požadovaný tvar i v případě větších účinků od dotvarování a smršťování betonu. ZÁVĚR Stavba obou mostů byla zahájena v říjnu 2013, zatěžovací zkoušky byly provedeny v září Do provozu byly mosty předány v červnu Snahou všech zúčastněných bylo postavit úsporné a kvalitní mosty, které mají minimální vliv na životní prostředí. Z obr. 25 a 26, které ukazují dokončené konstrukce, je zřejmé, že ačkoliv mosty mají poměrně velká rozpětí a nosné konstrukce jsou vedeny vysoko nad terénem, mají jemné rozměry a nevytváří v krásné krajině bariéru. 10 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

13 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES Literatura: [1] STRÁSKÝ, J. Betonové mosty. Praha: ČKAIT, ISBN: X. [2] PODOLNY, W., MULLER, J. M. Construction and Design of Prestressed Concrete Bridges. New York: John Wiley & Sons, [3] MATHIVAT, J. The cantilever construction of prestressed concrete bridges. New York, John Wiley & Sons, [4] PFUNTNER, J. What is Right Approach for Long Term Creep & Shrinkage Effects In: CEB-FIP 78 vs. 90 Design Codes. November 2 3, th Annual ASBI Convention. Dallas, TX, November 3, [5] NAVRÁTIL, J., ZICH, M. Studie příčin nadměrných dlouhodobých průhybů mostů velkých rozpětí. Beton TKS. 2003, roč. 3, č. 4, s ISSN [6] ZICH, M., NAVRÁTIL, J. Vliv diferenčního smršťování a dotvarování na deformace letmo betonovaného mostu přes Vltavu u Vepřeku. Beton TKS. 2011, roč. 11, č. 2, s ISSN [7] ZICH, M., NAVRÁTIL, J. Dlouhodobé sledování letmo betonovaného mostu přes Vltavu u Vepřeku na dálnici D8. In: Sborník příspěvků 19. mezinárodního sympozia MOSTY/BRIDGES Brno: Sekurkon, s. r. o., [8] ŠUTLÁK, M. Správa z vykonania statickej a dynamickej zaťažovacej skúšky mostného objektu a TSÚS, n. s., Prešov, október Investor Národná diaľničná spoločnosť, a. s., Bratislava Alternativní projekt Stráský, Hustý a partneři, s. r. o., Brno Zodpovědný projektant Ing. Martin Formánek (most Valy), Ing. Michal Jurík, Ph.D. (most Rieka) Zhotovitel Váhostav-SK, a. s., Žilina Zatěžovací zkoušky TSÚS, n. s., Prešov [8] Ing. Michal Jurík, Ph.D. Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. m.jurik@shp.eu Ing. Martin Formánek Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. m.formanek@shp.eu Ing. Pavel Svoboda, Ph.D. Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. p.svoboda@shp.eu prof. Ing. Jiří Stráský, DSc. Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. & Stavební fakulta VUT v Brně j.strasky@shp.eu BETONOVÉ KLOUBY V MOSTNÍM STAVITELSTVÍ Prof. Dr.-Ing. Steffen Marx, Dipl.-Ing. Gregor Schacht (TU Dresden) Publikace Betongelenke im Heftreihe Brückenbau je výsledkem dlouhodobé výzkumné činnosti autorů na předmětném problému. V úvodu je abecedně uspořádán seznam termínů, obecně platných i speciálních. V první kapitole je uveden obsah publikace a popis a zatřídění betonových kloubů, které lze principiálně rozdělit do dvou skupin. První a starší tvoří klouby válcové, kamenné, betonové, betonové opancéřované a speciální, tj. s tvrdou vložkou v kontaktním místě. Dnes se tyto klouby již nepoužívají, ale objevují se u betonových kyvných ložisek a stěn a na jejich principu byla založena kalotová ložiska. Druhou skupinu tvoří klouby využívající přetvárné vlastnosti oceli a betonu za určitých podmínek, které byly zjištěny při výzkumu betonu, především ve Francii. Druhá kapitola je věnována historickému vývoji kloubů. První válcový kloub navrhl C. Köpcke v roce 1880 pro kamenný ob lou kový železniční most v Pirně. Pozornost je také věnována zkouškám R. Krügera, kdy zkoumal příčné tahy od soustředěného zatížení z roku 1894, které byly významné pro další vývoj betonových kloubů. První kloub z druhé skupiny, využívající přetvárné vlastnosti oceli a betonu, navrhl v roce 1902 A. Considère jako dočasný spirálově ovinutý betonový prvek, s výrazně omezenou plochou oproti ostatní konstrukci, v kterém se odehrálo pootočení. Druhý kloub této skupiny, pérový, který vytváří dva zkřížené betonové pruty a beton je pouze ochranou proti korozi, navrhl v roce 1908 A. Mesnager. Ve své době se používal převážně u pozemních konstrukcí. Nejvýznamnějším počinem tohoto období byl v roce 1910 E. Freyssinetem navržený nevyztužený vrubový kloub pro tři trojobloukové příhradové mosty přes řeku Allier. Jako první z nich byl postaven most Veudre (uvedený na titulní straně publikace), který byl však za 2. světové války zničen. Z původních tří mostů se do současnosti zachoval pouze jeden. Při odskružení a dalším sledování těchto mostů E. Freyssinet poprvé zaznamenal průběh deformace betonu od zatížení v čase. Třetí kapitola uvádí přehled existujících výpočetních modelů vrubových kloubů v Německu běžně používaných, počínaje prvním podle F. Leonhardta z roku Ten byl podkladem i pro výpočetní modely ve Velké Británii, Francii, Nizozemsku, Švédsku a v dalších zemích. Významným ověřením vrubového kloubu byly zkoušky G. Franze a H. D. Feina z roku 1968, při kterých po třech milionech potočení nezjistili žádné poškození kloubu. Čtvrtá kapitola obsahuje hlavní cíl výzkumné práce aktualizaci návrhu vrubového DEUTSCHER BETON- UND BAUTECHNIK-VEREIN E.V. Betongelenke im Brückenbau Bericht zum DBV-Forschungsvorhaben 279 Schéma vrubového nevyztuženého kloubu kloubu E. Freyssineta podle výpočetního modelu F. Leonhardta v souladu se současnou normou EC2. Tento ná- 18 vrh zahrnuje též případ velkých příčných momentů, a to uspořádání výztuže procházející krčkem kloubu. Původní myšlenka byla R. Maillarta a u nás profesora Bechyně, F. Leonhardt to řešil pouze předpětím uspořádaným mimo kloub. V páté kapitole je v tabelární úpravě soupis 55 vybraných realizovaných mostů s vrubovými nevyztuženými klouby dle E. Freyssineta z let 1910 až 2011 z Francie, Německa, Švýcarska, Velké Británie, Rakouska, Itálie, ale i z Venezuely. Následuje fotografiemi doprovázená rešerše zkušeností s vrubovými klouby na vybraných mostech v uvedených zemích. V šesté kapitole jsou uvedeny postupy návrhu vrubových kloubů pro dva případy mostů z předpjatého betonu, tj. vzpěradlový obloukový silniční nadjezd a železniční most přes ploché údolí s nosnou konstrukcí v podobě integrovaného spojitého nosníku. Sedmá kapitola shrnuje dosavadní poznatky o betonových kloubech a věnuje se dnes výlučně používaným vrubovým kloubům, které se vyznačují mimořádně vysokou únosností a přetvárností. Jsou zcela bezúdržbové, a pokud jsou správně navrženy a provedeny, mají vysokou trvanlivost. Betonové klouby jsou velmi vhodné pro zavádění sil do stavebních konstrukcí a pro omezení účinků vynucených namáhání. Z výzkumu vyplynulo, že klouby mají další potenciál, který bude moci při pokračování výzkumu využít. Jako dodatek je uvedena ekobilance vrubových kloubů a hrncových ložisek uveřejněná autory ve stejném roce. připravil Ing. Karel Dahinter, CSc., Česká silniční společnost, z. s. Úplný název: Betongelenke im Brückenbau / Bericht zum DBV-Forschungsvorhaben 279 Vydavatel: Deutscher Beton- und Bautechnik- -Verein E.V. (Heft ) Formát/počet stran: A4/99 Počet obrázků/tabulek/referencí: 89/4/118 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 11

14 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES MOSTY V KŘIŽOVATCE SVRČINOVEC NA DÁLNICI D3 BRIDGES AT THE SVRČINOVEC INTERCHANGE ON THE D3 MOTORWAY Milan Kalný, Marcel Mimra, Jan Komanec, Václav Kvasnička, Lukáš Procházka Křižovatka Svrčinovec na novém dálničním propojení D3 mezi Slovenskem a Polskem, stavba Svrčinovec Skalité, se nachází ve velmi komplikovaném území. V úzkém zastavěném údolí silně zatíženém silniční a železniční dopravou převádí do tunelu dopravu směřující do Polska. Stávající silnice I/11 bude výhledově přestavěna na rychlostní komunikaci R5 a na vyšší rychlost bude modernizována i železnice. Celá křižovatka se nachází v prostoru silně svažitého terénu s potenciálními sesuvy, které bylo nutno v rámci realizačního projektu zohlednit. V křižovatce Svrčinovec jsou navrženy celkem čtyři mostní objekty stavěné různými technologiemi. Stavba byla dokončena v červnu Svrčinovec junction on the new Slovak motorway D3 to Poland is located in a tight and complex site of narrow populated valley with heavy road and rail traffic. The entire junction is located in very steep terrain where the D3 goes to the tunnel. Large parts of the valley are also subject to potential landslides, which had to be taken into account. At the Svrčinovec junction, 4 bridges were designed, and they were built-up with different construction methods. The construction works were completed in June Před zahájením hlavních prací speciálního zakládání, vrtaných pilot, bylo nutné kritická místa území nejdříve stabilizovat pomocí odvodňovacích vrtů, které mají za úkol odvádět z okolních svahů přebytečnou vodu a regulovaně ji přivádět do místních potoků. Délky odvodňovacích vrtů byly 80 až 120 m s vystrojením perforovanou ocelovou trubkou. V některých případech nestabilního prostředí bylo nutné vrty pažit celých 120 m. Celková délka odvodňovacích horizontálních vrtů v úseku Svrčinovec Skalité je téměř 15 km. Po zaměření odlesněného území stavby a provedení doplňkového geotechnického průzkumu bylo rozhodnuto o zajištění základů některých mostních pilířů pomocí kotvených pilotových stěn, protože odvodňovací vrty nestačí zajistit ochranu mostní ch objektů po celou dobu předpokládané životnosti. Aby celý komplex křižovatky Svrčinovec mohl bezpečně plnit svou funkci, byly zde jako nedílná součást celého díla navrženy a postupně realizovány 1 Obr. 1 Křižovatka Svrčinovec situace Fig. 1 Svrčinovec interchange layout Obr. 2 Most SO příčné řezy levým mostem: a) před odbočením rampy, b) v odbočení rampy, c) vložené pole, d) odbočující rampa Fig. 2 Bridge No cross-sections through the left bridge: a) before and b) at the ramp separation, c) drop-in span, d) ramp Obr. 3a,b Most SO pravý a levý most při vysouvání Fig. 3a, b Bridge No right and left bridge during the incremental launching Obr. 4 Most SO po dokončení Fig. 4 Bridge No after completion opěrné nebo zárubní zdi, které jsou většinou zajištěné zemními kotvami. SO MOST NA DÁLNICI V KŘIŽOVATCE SVRČINOVEC Most na dálnici v křižovatce Svrčinovec nad tratí ŽSR, Šlahorovým potokem a silnicí I/11 v km 27,780-22,220 je dominantou křižovatky Svrčinovec a z hlediska rozsahu výstavby nejvýznamnějším objektem. Je založen na souboru osmnácti trvalých a dvou provizorních pilířů a pěti opěr vybudovaných v údolí. Tento most tvoří hlavní dálniční spojení z jihu od Čadce směrem k tunelu Svrčinovec a dále pak na Skalité směrem na Polsko. Most tvoří dvě samostatné komorové konstrukce z předpjatého betonu. Komorový příčný řez má výšku v ose 3,8 m, typické rozpětí pole je 52 m. 2a 2b 2c 2d 12 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

15 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 3a 3b Od levého mostu se ve 4. poli odpojuje rampa odbočující větve křižovatky. Dále je v posledním poli hlavního levého mostu vložené pole, které je na opěře uloženo vrubovým kloubem se šikmostí 45 a na opačném konci na konzolu v čele vysunuté komorové konstrukce. Oba hlavní mosty se budovaly metodou postupného vysouvání z výrobny umístěné za horní opěrou velmi blízko k portálu navazujícího tunelu. Část konstrukce v odbočné větvi má jednotrámový příčný řez, vložené krajní pole má příčný řez dvoutrámový. Obě tyto části se stavěly monoliticky na pevné skruži po dokončení výsuvu levého mostu. Založení pilířů a opěr je hlubinné na skupinách vrtaných pilot ø 1180, ev. 880 mm, které jsou ukončeny ve vrstvách R4-R3. Veškeré vrtné práce na základových pilotách byly prováděny pomocí vrtné soupravy Bauer BG 24 H. Většina pilířů a opěr mostu se nachází v oblasti potenciálního sesuvu. Předpokládané síly od sesuvu, které je nutné přenést, dosahují na řadě podpor až 700 kn/m s hloubkou smykové vrstvy až 8 m. Samostatnou studií bylo prokázáno, že tyto velké účinky sesuvu není vhodné přenášet vlastní základovou konstrukcí mostu, protože vzniklé deformace v základech podstatně přesahují kapacity pilířů a ložisek. Z tohoto důvodu bylo u většiny pilířů provedeno zajištění sil od sesuvu návrhem samostatné ochranné konstrukce. Tyto ochranné konstrukce sestávají ze stěn z pilot ø 880 mm, které jsou v horní úrovni spojeny kotevním a roznášecím prahem. V něm jsou zakotveny šikmé zemní pramencové kotvy. Prostor mezi kotevním prahem a bokem základového bloku je vyplněn snadno stlačitelnou hmotou tak, aby jeho deformace od účinků sesuvu nevyvolávaly vodorovné zatížení působící na založení pilířů. U opěr byly také přidány mikropiloty ø 108/16 mm. Pro výsuv byly použity klasické hydraulické lisy opírající se o povrch dolní desky komorového průřezu. Výsuvný nos délky 36 m byl zhotoven úpravou dříve použitého nosu z předchozí stavby podle samostatného projektu. Výrobna byla pevná, založená plošně na zásypu opěry, a to těsně za opěrou s ohledem na stísněné podmínky na stavbě v souvislosti s probíhající výstavbou blízkého tunelu. V průběhu výsuvu nebylo nutné provádět rektifikace polohy výrobny. Po dokončení výsuvu levého mostu se horní část výrobny příčně přesunula do polohy pro výsuv pravého mostu. V důsledku nedostatečné vzdálenosti výrobny od opěry bylo nutné navrhnout atypické umístění vysouvací technologie, hydraulické vysouvací zařízení bylo osazeno na prvním trvalém pilíři, nikoliv na opěře. Pro zajištění stability konstrukce v počátečních fázích výsuvu byly použity provizorní železobetonové podpory v krajním poli, cca 13 m od osy opěry. Pro zachycení velkých podélných sil působících na pilíř v místě vysouvacího zařízení byla použita provizorní rozpěrná konstrukce s táhly, která do přenosu sil zapojila též provizorní pilíř a především opěru. 4 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 13

16 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 5a 5b 6a 6b SO MOST NA VĚTVI A1 A A2 KŘIŽOVATKY SVRČINOVEC Mostní objekt vynáší dvě připojovací větve A1 a A2 mostu na hlavní trase. Větev A1 křižovatky Svrči novec překlenuje silnici 1. třídy, trať ŽSR a mean drující potok. Ve 2. poli se k mostu zleva připojuje větev A2. Most na větvi A1 má nosnou konstrukci o deseti polích (mezi opěrami 1 11), odbočující větev A2 má tři pole (zakončena je opěrou 14). Nosná konstrukce je spojitý komorový nosník o výšce průřezu 2,8 m stavěný na pevné skruži. Za opěrou 14 (na větvi A2) na křídla navazují zdi z armo vané zeminy. Projektová dokumentace pro výběr zhotovitele předpokládala, že most bude stavěn kombinací dvou technologií. Metoda postupného vysouvání od opěry 1 měla být použita až k pilíři 9, tj. měla elegantně překonat železniční trať a komplikovaný terén v okolí pilíře 8 (vyústění propustku pod tratí a eroze svahu). Od pilíře 9 k opěrám 11 a 14 měla navázat betonáž na pevné skruži, která by vybudovala tvarově složitou oblast rozpletu ramp. Zhotovitel stavby zvolil jednotnou technologii pevné skruže. Byly použity věže Pižmo a systém nosníků nesoucích bednění. Terén v okolí pilíře 8 nad příkrým srázem ke Šlahorovému potoku byl pro výstavbu upraven, aby umožnil bezpečné založení věže. S výhodou byly použity pilotové stěny s železobetonovým prahem v hlavách 7 pilot, které byly navrženy pro eliminaci hrozby sesuvu zemního tělesa bezprostředně nad železnicí. Most je půdorysně komplikovaný. Hlavní větev A1 se nachází v půdorysném oblouku 340 m (na opěře 11 přechází do protisměrného oblouku), větev A2 se odpojuje a obloukem o poloměru 45 m se téměř obrací. Dilatační střed mostu leží mezi pilíři 6 a 7. Orientace ložisek na podpěrách 12 až 14 na dilatační střed je vlivem obloukové trajektorie větve A2 nestandardní, hlavní osy ložisek jsou odkloněny od linie trasy pod úhly 53 až 109 o. Stejný vliv se objevuje rovněž u mostního závěru na opěře 14, jenž je navíc zešikmen oproti normále trasy. Příčný pohyb na mostním závěru převažuje nad podélným. Technické nároky spl- 14 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

17 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES Obr. 5 Most SO : a) půdorys, b) vzorový příčný řez Fig. 5 Bridge No : a) plan view, b) typical cross section Obr. 6 Most SO : a) rozplet před osazením předpínacích kabelů do střední stěny, b) pohled z mostovky z pole 9; nad opěrou 1 je SO Fig. 6 Bridge No : a) deck link before installation of the prestressing tendons into the central web, b) view from the bridge span 9; above the abutment 1 there is Bridge No Obr. 7 Most SO Fig. 7 Bridge No Obr. 8 Pohled na prudký svah s tratí ŽSR v místě výstavby mostu SO Fig. 8 View of the steep slope with the railway line at the site of bridge No Obr. 9 Most SO : a) monolitická dvoutrámová mostovka nad tratí ŽSR se změnou výšky, b) nosníková část mostu s přechodovým průřezem Fig. 9 Bridge No : a) TT deck cast in-situ above the railway line with reduced depth, b) bridge deck of precast beams with a transition section Obr. 10 Dokončený most SO Fig.10 Completed bridge No ňuje mostní závěr s jednoduchým těsněním spáry, jehož gumový profil zvládá překonat příčný posun. Překonání nestandardně velkého příčného pohybu nad opěrou 14 je zohledněno v technickém řešení svodidla a zábradlí oba prvky mostního vybavení jsou vybaveny kloubovým/zásuvným mechanismem, který umožňuje měnit délku a úhel úseku mezi prvním sloupkem před a za mostním závěrem. 9a 9b SO MOST NA VĚTVI B1 A B2 NAD TRATÍ ŽSR Objekty SO , SO a SO leží na větvi B2 křižovatky Svrčinovec, která propojuje stávající komunikaci I/11 vedoucí mezi Svrčinovcem a státní hranicí ČR s pásem dálnice D3 vedoucí směrem od hranice s Polskem do Čadci. Mostní objekt převádí větev B2 křižovatky Svrčinovec přes trať ŽSR a strmý svah lemující obě strany tratě. Konstrukce mostu je navržena o sedmi polích (šest pilířů a dvě opěry) s rozpětími 40 m v běžných polích a 30 m v krajních polích. Před a za mostem navazuje na křídla opěr mohutná kotvená opěrná zeď SO Silnice je na mostě vedena zpočátku v přímé a následně v protisměrných obloucích o poloměru 200 m. Příčný sklon postupně přechází ze střechovitého do pravostranného s následným překlopením do levostranného. Podélně je most v konstantním sklonu 6 %. Mostní konstrukce byla v zadávací dokumentaci navržena jako monolitická dvoutrámová; vzhledem ke složitým geotechnickým poměrům pro založení skruží v sesuvném území se zhotovitelský tým postupně přikláněl k myšlence realizovat most nosníkovou technologií. Při prověřování tohoto záměru byly provedeny detailní výpočty podjezdných výšek v místě křížení s tratí ŽSR za použití aktualizovaných podkladů o vedení trati a navržené úpravě trakčního vedení. Vzhledem k velké šikmosti křížení s mostem v oblouku s proměnným příčným sklonem a značným podélným sklonem se ukázala zdánlivě značná rezerva ~700 mm v ose mostu jako nedostatečná, a to nejen pro nosníkovou variantu, ale i pro původně navrženou dvoutrámovou konstrukci. Navíc v polích překonávajících prudký svah u trati nebylo možno běžnými technickými prostředky realizovat montáž prefabrikovaných nosníků. Konstrukce je proto v polích č. 1 až 3 navržena jako spřažená z prefabrikovaných nosníků výšky 2 m s monolitickou deskou tloušťky minimálně 220 mm a v dalších polích je provedena jako 10 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 15

18 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 11 Obr. 11 Část opěrné zdi nad mostem SO Fig. 11 Part of the retaining wall close to the bridge No Obr. 12 Výstavba nosníkového mostu SO přes dočasně zatrubněný Šlahorový potok Fig. 12 Construction of the bridge No over the Šlahor stream in a provisional pipe culvert Obr. 13 Most SO Fig. 13 Bridge No Obr. 14 Křižovatka Svrčinovec: a) dálniční most SO s odbočující větví, b) most SO na větvi B2 vedené v protisměrných obloucích; v popředí nosníková část estakády; v pozadí most SO , c) mimoúrovňové křížení dálničního mostu SO s mostem SO na větvi A1 Fig. 14 Interchange Svrčinovec: a) motorway bridge No with a branch ramp, b) bridge No on the B2 branch routed in counter curves; in front the precast beams part of the deck; in the background bridge No , c) crossing of the motorway bridge No with bridge No on the A1 branch dvoutrámová výšky 2,3 m se sníženou konstrukční výškou 1,9 m v polích 6 a 7 nad tratí. V projektu a při realizaci tak bylo třeba vyřešit uspořádání konstrukce a jejího předpětí v místě přechodu nosníkového průřezu na dvoutrámový příčný řez. Založení pilířů a opěr je hlubinné na vrtaných pilotách ø 1180/1100 mm. Většina pilířů a opěr mostu je v oblasti potenciálního sesuvu s předpokládanými silami o velikosti až 940 kn/m (opěra 8) s hloubkou smykové vrstvy až 8 m. Problematika sesuvu byla řešena obdobně jako u ostatních mostních objektů, např. SO , a to pomocí předsazené stěny z pilot ø 600 mm stabilizovaných pomocí trvalých pramencových zemních kotev. Atypická je ochrana pilíře č. 6 těsně pod tratí ŽSR. Vzhledem k požadavku provozovatele trati byla jáma pilíře dočasně zabezpečena štětovnicovým pažením kotveným pramencovými kotvami. Samotný základ pilíře je zabezpečen proti sesuvu pomocí skupiny tahových mikropilot ø 89/10 mm vetknutých do skalního podloží pod smykovou plochou potencionálního sesuvu. Množství a tahová tuhost mikropilot s robustní výztuží z trub omezí v případě sesuvu deformaci pilíře na řád několika mm, a zajistí tak plnou funkčnost mostního objektu i v těchto nepříznivých podmínkách. Vzhledem k přechodu mostu na objekt vysokých opěrných zdí za opěrou 8 bylo řešeno zabezpečení této opěry shodným způsobem jako navazující objekt, tj. pomocí tahových mikropilot ø 89/10 mm. SO OPĚRNÁ STĚNA PŘED MOSTEM Opěrná stěna SO leží na výše popsané větvi křižovatky Svrčino vec spolu s objekty SO a SO a je situována 30 m před a 53 m za mostním objektem Zajišťuje stabilitu komunikace v násypu a svahovém odřezu a její přechod buď do standardního násypového tělesa, nebo na další mostní objekty. Objekt je tvořen opěrnou stěnou ve formě úhlových zdí proměnné výšky 5,2 až 8,4 m. Založení objektu je hlubinné na vrtaných pilotách ø 1180/1100 mm. Horní část objektu nad mostem je situována v oblasti potenciálního sesuvu s předpokládanými silami o velikosti až 940 kn/m s hloubkou smykové vrstvy až 8 m. Objekt je proto zabezpečen proti sesuvu samostatně pomocí dvou úrovní tahových mikropilot ø 89/10 mm vetknutých do skalního podloží pod smykovou plochou potencionálního sesuvu obdobně jako pilíř 6 a opěra 8 mostu. Spodní část objektu pod mostem leží mimo území potencionálních aktivních sesuvů, ale podloží je tvořeno shodnými materiály. Při jejich zvodnění by mohlo dojít ke snížení či ztrátě horizontálního odporu pilotového založení, proto je objekt zabezpečen přikotvením pomocí trvalých pramencových zemních kotev. SO MOST NA VĚTVI B1 A B2 KŘIŽOVATKY SVRČINOVEC NAD POTOKEM Mostní objekt SO leží na větvi křižovatky Svrčinovec spolu s objekty a a převádí větev B2 křižovatky přes meandrující Šlahorový potok. Komunikace na mostě je v levostranném oblouku o poloměru 100 m a ve vydutém zakružovacím oblouku, takže BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

19 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 14a 14b 14c podélný sklon přechází od 5,54 až po 6 %, kterým větev B stoupá přes celý most SO až do výškové úrovně dálnice D3. Založení mostu je hlubinné na vrtaných pilotách ø 1180/1100 mm. Most leží pod patou sesuvného území a není proto postižen sesuvem. Piloty procházejí shodnými vrstvami jílovitých štěrků jako v sesuvných oblastech, které jsou navíc silně zvodnělé. Paty pilot jsou proto hlouběji vetknuty do podloží tvořeného jílovci. Při provádění byly realizovány otevřené svahované jámy se systémem umožňujícím jejich odvodnění. Opěry mostu jsou železobetonové masivní s mohutnými křídly zabezpečujícími konstrukci mostu proti poškození vlivem často se rozvodňujícího Šlahorového potoka. Nosná konstrukce mostu je navržena z předem předpjatých podélných nosníků s rozpětím 29 m. Nosníky byly rozmístěny a upraveny tak, aby bylo možno konstrukci provést i v místě směrového oblouku s malým poloměrem. ZÁVĚR Stavba Svrčinovec Skalité na dálnici D3 se prováděla podle smluvních podmínek Design & Build (FIDIC Yellow Book), které přenáší odpovědnost za projektové práce na zhotovitele stavby. Při zajištění doplňkových geodetických a geotechnických podkladů, projektování a vlastní realizaci byla v komplikovaném území zjištěna řada požadavků na změny a úpravy řešení předpokládaného v zadávací dokumentaci. Spolupráce na vyřešení těchto změn mezi investorem, projektantem a zhotovitelem je časově náročná, ale nutná. Rizika vyplývající z nedostatečných podkladů v zadávací dokumentaci musí nést i u metodiky Design & Build zejména investor. Požadované změny byly odsouhlaseny a hlavní stavební práce byly dokončeny v roce Zkušenosti z používání metodiky Design & Build na Slovensku jsou velmi cenné i pro přípravu dopravních staveb v ČR, kde se pro některé z nich její zavedení rovněž předpokládá. Investor Národná diaľničná spoločnosť, a. s. Projektant Pontex, s. r. o. Zhotovitel Doprastav, a. s. Ing. Milan Kalný kalny@pontex.cz Ing. Marcel Mimra mimra@pontex.cz Ing. Jan Komanec j.komanec@pontex.cz Ing. Václav Kvasnička kvasnicka@pontex.cz Ing. Lukáš Procházka prochazka@pontex.cz všichni: Pontex, s. r. o. 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 17

20 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES MOSTNÍ KRUHOVÁ KŘIŽOVATKA FSE 105 NA OBCHVATU STOCKHOLMU BRIDGE ROUNDABOUT JUNCTION FSE 105 ON STOCKHOLM BYPASS Michal Kunc V roce 2015 byly zahájeny práce na druhém nejdelším silničním tunelu na světě obchvatu švédského hlavního města Stockholmu, jehož součástí je i mostní kruhová křižovatka FSE 105 Kungens Kurva. V příspěvku je přiblížena výstavba této křižovatky, která začala v létě 2017 a její dokončení je plánováno na jaro In the year 2015, works were commenced on a second longest road tunnel in the world on the capital of Sweden Stockholm bypass. Part of this bypass is also a bridge roundabout junction FSE 105 Kungens Kurva. This contribution shows the stage of this junction construction planned for summer 2017 spring Projekt E4 obchvat Stockholmu Förbifart Stockholm je součástí nové trasy evropské dálnice E4 okolo švédského hlavního města (obr. 1). Spojuje jižní a severní části Stockholmu, zmírňuje zatížení hlavních silnic a vnitřního města, a tím snižuje zranitelnost celého dopravního systému. Nová trasa byla předmětem studií po několik desetiletí a bylo navrženo a prozkoumáno mnoho jejích alternativ. Výsledný návrh zjednoduší každodenní život lidí v okolí a vytvoří příležitosti pro další vývoj v rychle rostoucím regionu. Aby se minimalizoval vliv na citlivé přírodní a kulturní prostředí, je téměř 18 km z 21 km vedeno v tunelu, jehož hloubka dosahuje místy až -70 m n. m. (obr. 2). Práce byly zahájeny v roce 2015 a doba celkové výstavby je odhadnuta na deset let. V současné době je to jeden z největších silničních projektů realizovaných Swedish Transport Administration Trafikverket (obdoba českého ŘSD) a po jeho dokončení se bude jednat o druhý nejdelší silniční tunel na světě (tab. 1) Součástí projektu jsou kromě jiného dvě hlavní mimoúrovňové křižovatky se stávající silnicí E4 Kungens Kurva a Häggvik. Úsek FSE 105 Kungens Kurva je nejvýznamnější částí projektu. Obsahuje rampy pro nájezd a výjezd na obchvat Stockholmu směrem z jihu, mostní kruhovou křižovatku, retenční rezervoár, podchody pod E4 tvořené několika rámovými konstrukcemi, portály tunelů, vyústění ventilace tunelů, pěší lávky a několik opěrných stěn. Délka úseku je 1,5 km a doba výstavby je stanovena na šest let. Hlavním zhotovitelem úseku je Skanska Sverige AB a Skanska, a. s., závod IS Morava realizuje většinu betonových mostních konstrukcí. Zajímavý je i původ názvu, do češtiny přeloženého jako Královská zatáčka. Jde o připomínku havárie ze dne 28. září 1946, kdy řidič ztratil v zatáčce kontrolu nad královským vozem Cadillac série 75 a sjel ze silnice do příkopu plného vody. Naštěstí král Gustav V. ani ostatní cestující nebyli zraněni. TECHNICKÝ POPIS Mostní konstrukce má eliptický tvar s délkou os 130 a 95 m (obr. 3a,b) a je tvořena trámovým nosníkem o výšce 1,5 m a průměrné šířce 11,7 m. Most je rozdělen do devíti betonážních taktů částí podkovy. Celý most je realizován z nepředpínaného betonu třídy C35/45, sednutí kužele je smluvně stanoveno na třídu S3, kamenivo D max 22 mm a objem vzduchu minimálně 4,1 %. Ve směsi je použit pro stavební účely upravený portlandský cement CEMI 42,5N-SR3 MH/LA. Založení a spodní stavba Vzhledem k různorodému podloží (silné vrstvy jílů, ale i mnoho vrstev skály rozdílné mocnosti a kvality) je most založen za použití tří postupů: plošné založení v místě styku s kvalitní pevnou skálou, vrtané ocelové trubkové piloty, ražené piloty z vysokopevnostního be tonu C50/60-XC2/XF1 o rozměrech mm. Přes 90 % všech výkopů a základů je jištěno proti průsakům vody štětovnicemi o délce až 13,5 m. Jednotlivé podpěry se skládají ze základu obdélníkového tvaru a příslušného počtu pilířů (1 až 4 ks na základ), které mají válcovitý tvar o průměru d = 1,3 m a proměnné výšce v rozmezí 5,3 až 6,7 m (obr. 4). Místo klasických výkresů byl pro realizaci spodní stavby zvolen 3D model zhotovený v programu NavisWorks (obr. 5). Pro návrh a kontrolu se toto řešení jevilo jako ideální, bohužel při realizaci nastal problém jak připravit pro- Traffic interchange Hjulsta Traffic interchange Vinsta Traffic interchange Häggvik Traffic interchange Akalla 1 Tab. 1 Základní údaje o celém projektu i části FSE 105 Tab. 1 Basic data on the whole project as well as on part of the FSE 105 Projekt E4 obchvat Stockholmu Celková délka 21 km Celková délka tunelů 2x 18 km Počet jízdních pruhů tři v každém směru ve dvou nezávislých tunelech Odhadovaná hustota dopravy vozidel/den (pro rok 2035) Doba výstavby odhad 10 let Cena výstavby odhad 3,1 mld. euro (ceny roku 2009) FSE 105 křižovatka Kungens Kurva Objem odtěžené skály m 3 Objem vytěžené zeminy m 3 Beton v konstrukcích m 3 Objem vyztužených zemin m 3 Tunelové portály m Doba výstavby 6 let Traffic interchange Lovö Traffic interchange Kungens Kurva 2 18 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

21 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 3a 3b storový model pro běžné použití na stavbě. Bez dodatečného proškolení pracovníků a vybavení každé pracovní skupiny minimálně tabletem, v ideálním případě PC, však bylo nemožné z 3D modelu vytištěného na papír cokoliv vyčíst. Proto byl projektant požádán o souběžné zhotovení klasické projektové dokumentace ve 2D. Součástí mostu jsou i tři velkostěnné opěry S1, S6 a S13 (obr. 6), betonážně rozdělené vždy do dvou taktů: dřík s křídly (u největší opěry S1 je výška h = 9,5 m), závěrná zídka s podložiskovými bločky. Všechny opěry jsou vybaveny chladicím potrubím, které se aktivuje v průběhu betonáže. Obr. 1 Lokalizace projektu obchvatu Stockholmu Förbifart Stockholm Fig. 1 Localisation of the Stockholm bypass Förbifart Stockholm Obr. 2 Podélný řez částí obchvatu Stockholmu vedoucí tunelem Fig. 2 Longitudinal section of one part of the bypass leading through a tunnel Obr. 3 Mostní kruhová křižovatka FSE 105 Kungens Kurva: a) vizualizace, b) půdorys Fig. 3 Bridge roundabout junction FSE 105 Kungens Kurva: a) visualisation, b) layout Obr. 4 Výstavba pilíře S16 Fig. 4 Constructing pier S16 Obr. 5 3D model pilíře P16 Fig. 5 3D model of pier P16 Obr. 6 3D model opěry S1 Fig. 6 3D model of support S1 Obr. 7 Osazené ložisko v poli A7 Fig. 7 Set bearing in field A7 Obr. 8 Mostní závěr pro opěru S1 Fig. 8 Expansion joint for support S1 4 Nosná konstrukce Nosná konstrukce (NK) 14A má neúplný eliptický tvar, přesněji řečeno tvar podkovy. Podpěra 14B není součástí mostní konstrukce, jedná se o samostatnou opěrnou zeď, která elipsu opticky uzavírá. Příčný sklon mostovky směrem od středu elipsy je 2,5 %. Výška NK nad finálním terénem se pohybuje v rozmezí 4,6 až 6,2 m. Jak již bylo zmíněno, celá NK je rozdělena do devíti betonážních taktů: nejmenší o objemu cca 350 m 3 betonu a 60 t betonářské výztuže a největší takt o objemu 850 m 3 a 155 t výztuže. Výztuž je běžně ukládána ve třech až pěti vrstvách, v místě křížení je vrstev až osm. U každé pracovní spáry je osazen systém chladicích trubek, které mají zamezit přehřívaní betonu při zrání, a tím předejít vzniku smršťovacích trhlin. Příslušenství Po celé délce mostu jsou zhotoveny nízké okrajové římsy osazené kotevními přípravky pro zábradlí a svodidla v rozteči 2 m. V pravidelných intervalech jsou rozmístěny přípravky pro zabudování veřejného osvětlení a dopravního značení. V římsách jsou /2017 technologie konstrukce sanace BETON 19

22 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 9 10 Obr. 9 Výstavba skruže v poli A7 poslední část nosné konstrukce ve fázi 1 Fig. 9 Construction of arch formwork in field A7 last part of the load bearing structure during phase 1 Obr. 10 Téměř dokončená opěra S13 s výstupem chlazení, chybí závěrná zídka Fig. 10 Almost finished support S13 with cooling exhaust, closing wall missing Obr. 11 Věže staxo 100 v poli A5 Fig. 11 Staxo 100 towers in field A5 Obr. 12 Příprava výztuže v poli A9 Fig. 12 Preparing the reinforcement in field A9 Obr. 13 Pole A5, A4 a A3 po vybetonování mostovky Fig. 13 Fields A5, A4 and A3 after concreting the bridge slab Obr. 14 Detail průběžné výztuže do další etapy Fig. 14 Detail of continuous reinforcvement to another phase Obr. 15 Pohled na odskružené pole A5, odskruženo 7 dnů po betonáži A3 Fig. 15 View to the filed A5 after removing the formwork, formwork removed 7 days after concreting of the A též osazeny kabelové chráničky pro osvětlení a světelnou signalizaci a body EKP pro měření elektrického potenciálu. Na všech pilířích jsou osazena jednosměrná ložiska, na opěrách je kombinace všesměrného a jednosměrného ložiska. Za opěrami slouží k přechodu na zemní těleso dilatační závěry (obr. 7 a 8). POSTUP VÝSTAVBY Pro zhotovení základů byly použity lehké dílce Doka Frami Xlife. Základy mají jednoduchý obdélníkový tvar s výškou 1,2 nebo 1,5 m. V místě napojení pilířů na základ jsou v zimních měsících osazeny odporové dráty pro prohřátí betonu před další betonáží. Pilíře válcového tvaru mají hlavní formu vytvořenu z bednění Frami, do níž jsou umístěny půlkruhové ramenáty, které tvoří hlavní část bednění. Na ramenáty jsou osazené dřevěné nehoblované desky, které dle požadavku investora otiskují svou texturu do betonu. Tento motiv se opakuje na všech viditelných betonových plochách mostu. Na krajní opěry včetně křídel a opěrných zdí bylo použito velkoformátové bednění Framax, které po menších úpravách a upřesnění umožňuje výstavbu stěn o výšce přes 9 m a v téměř neomezených půdorysných zakřiveních. Výstavba nosné konstrukce je rozdělena do dvou fází. Ve fázi 1 (léto 2017) se zhotovují části NK kolem opěry BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

23 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES a zdvojené opěry Po jejím dokončení nastane technologická pauza, ve které bude převedena současná silnice E4 ze středu k zmíněným opěrám. Tím se uvolní prostor pro realizaci fáze 2 spojení těchto úseků (podzim 2017 a jaro 2018). Celý proces výstavby je časově velmi omezen zejména kvůli zwachování provozu na silnici E4. Každý z úseků NK je zhotoven na skruži Staxo 100 (obr. 11), bednění tvoří z části dřevo (svislé konstrukce) a z části hladká překližka 3-S. Součástí projektu jsou i nájezdové rampy 14C-F, jejichž realizace proběhne souběžně s druhou fází výstavby nosné konstrukce 14A. 15 ZÁVĚR Projekt je realizován bez uzavření provozu na dálnici E4, a proto je kladen zvýšený důraz na bezpečnost na stavbě a minimalizaci rizik spojených s dopravou. Nezanedbatelný vliv na provádění zejména betonážních prací mají pochopitelně i severské klimatické podmínky, ať už se jedná o přípravu před betonáží za nízkých teplot (v prosinci až únoru se zde teploty běžně pohybují pod -10 C) či o pečlivé ošetřování betonu kvůli větru nebo většímu množství srážek (dešťových i sněhových). V současné době (4. července 2017 pozn. autora) je zhotovena část nosné konstrukce u opěry S06 a dokončuje se část u opěry S01. Do konce července 2017 bude dokončena i část nosné konstrukce u opěry S13 a rampa 14C, čímž se projekt přesune do své druhé fáze. Ing. Michal Kunc Skanska, a. s. divize Silniční stavitelství závod Technologie Mostní centrum michal.kunc@skanska.cz 50 LET VÝROBY BETONU NA ROHANSKÉM OSTROVĚ Původní betonárna CIFA v roce 1967, kdy byla uvedena do provozu Současná betonárna na Rohanském ostrově Letos 1. června tomu bylo přesně 50 let, co byla na Rohanském ostrově postavena betonárna. Její vznik úzce souvisí s budováním metra v Praze. Okolo roku 1966 bylo rozhodnuto, že pro výstavbu metra bude na Rohanském ostrově zbudováno technické zázemí 4. závodu Vodních staveb, Sezimovo Ústí. Kromě betonárny, která byla do provozu uvedena 1. června 1967, byl na Rohanském ostrově zřízen armozávod a tesárna. Nově vzniklá věžová betonárna byla osazena dvěma míchacími jádry CIFA italské výroby o objemu 1 m 3, přičemž technologie byla řízena německým systémem děrných štítků. Již v té době fungoval u betonárny přístav a betonárna byla z velké části zásobována ekologickou vodní cestou loděmi, stejně jak je tomu doposud. Koncem listopadu 1982 se v těsné blízkosti za stávající betonárnou začalo s výstavbou nové betonárny Stetter s bubnovou míchačkou BHS o objemu 2 m 3. Nová betonárna byla uvedena do provozu 1. března 1983 a rok poté byl ukončen provoz původní betonárny CIFA, která byla demontována. 1. září 1995 se provoz betonárny osamostatnil a vznikla společnost TBG Metrostav, s. r. o. Během zimy 1998 proběhla výměna míchacího jádra BHS za jádro nové s trochu větším objemem 2,25 m 3 a v červnu roku 2001 byla na Rohanském ostrově uvedena do provozu nově postavená maltárna s dvěma talířovými míchacími jádry Liebherr RIM, která se nachází v těsné blízkosti betonárny, přímo v místech původní betonárny CIFA. Betonárna zažila a ustála i pětisetletou povodeň, která se v létě roku 2002 prohnala Prahou a zasáhla nejvíce právě tuto městskou část. Významnou proměnou betonárna prošla roku 2006, kdy byly zmenšeny objemy skládek, a tím i sníženy pásové dopravníky kameniva. Dnes je betonárna řízena nejmodernějšími technologiemi a vedení společnosti klade důraz na bezpečnost a šetrné chování k životnímu prostředí. Připravila Ing. Kristýna Vinklerová, TBG Metrostav, s. r. o. 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 21

24 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES DVĚ LÁVKY PŘES ŘEKU NORTH SASKATCHEWAN V KANADSKÉM EDMONTONU TWO FOOTBRIDGES OVER THE NORTH SASKATCHEWAN RIVER IN EDMONTON, CANADA Jiří Stráský, Radim Nečas, Jan Koláček 1 V článku jsou popsány dvě lávky postavené přes řeku North Saskatchewan v Edmontnu v kanadské provincii Alberta z hlediska architektonického a konstrukčního řešení, postupu stavby a statické a dynamické analýzy. První lávka Fort Edmonton Footbridge, kterou tvoří visutá konstrukce o třech polích délek m, má předpjatou mostovku tloušťky jen 0,4 m. Druhá lávka Terwillegar Park Footbridge, kterou tvoří konstrukce z předpjatého pásu o třech polích délek m, má betonovou mostovku tloušťky 0,465 m. Two pedestrian bridges built over the North Saskatchewan River in Edmonton, Alberta, Canada are described in terms of the architectural and structural solution, the process of the construction and the static and dynamic analysis. The first one the Fort Edmonton Footbridge that is formed by a suspension structure of three spans of lengths of m has a prestressed concrete deck of depth of only 0.40 m. The second one Terwillegar Park Footbridge that is formed by a stress-ribbon structure of three spans of lengths of m has a concrete deck of depth of m. Nedávno byly v západní části kanadského města Edmonton, které leží v provincii Alberta, postaveny dvě lávky přemosťující řeku North Saskatchewan (obr. 1). Lávky situované poblíž historických parků Fort Edmonton a Terwillegar jsou součástí projektu Zelená stuha, jehož záměrem je zpřístupnit veřejnosti překrásné okolí řeky. První lávku Fort Edmonton Footbridge tvoří visutá konstrukce se štíhlou předpjatou mostovkou, druhou lávku Terwillegar Park Footbridge tvoří konstrukce z předpjatého pásu. Konstrukční řešení obou lávek vychází z konstrukcí vyvinutých firmou Stráský, Hustý a partneři, Brno. Autoři příspěvku konzultovali jejich projektové řešení a provedli kontrolní statickou a dynamickou analýzu BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

25 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES Obr. 1 Situování lávek Fig. 1 Location of the footbridges Obr. 2 Lávka Fort Edmonton Fig. 2 Fort Edmonton Footbridge Obr. 3 a) Podélný řez, b) půdorys Fig. 3 a) Elevation, b) plan Obr. 4 Zavěšení a kloubové spojení segmentů: a) podélný řez, b) pohled na čelo segmentu, c) axonometrický pohled Fig. 4 Suspension and hinge segments connection: a) elevation, b) view on a segment s face, c) axonometric view Obr. 5 Vnitřní podpěra: a) podélný řez, b) příčný řez, c) půdorys Fig. 5 Intermediate support: a) elevation, b) cross section, c) plan Obr. 6 Vnitřní podpěra Fig. 6 Intermediate support 3a 4a 3b 4b 4c 5a 5b 6 5c LÁVKA FORT EDMONTON Konstrukční řešení Lávku tvoří visutá konstrukce o třech polích délek m se dvěma pilíři situovanými v řece (obr. 2 a 3). Nad vnitřními podpěrami jsou nesymetrické vyhlídkové plošiny. V původním návrhu byla mostovka tvořena ocelobetonovou konstrukcí sestavenou ze dvou ocelových nosníků a spřažené betonové desky. Ocelové nosníky byly v místě závěsů ztuženy ocelovými příčníky. Visuté kabely byly tvořeny uzavřenými lany kotvenými v krajních podpěrách a podepřenými ocelovými sedly situovanými na pylonech. Na základě dobrých zkušeností s provozem visutých lávek postavených přes řeky Willamette a Mc- Kenzie [1] ve městě Eugene v Oregonu se prof. Stráskému podařilo přesvědčit projektanta, aby nahradil ocelobetonovou mostovku štíhlou mostovkou z předpjatého betonu (obr. 2) [2]. Avšak přesvědčit jej, aby pro visuté kabely použil ekonomické řešení, které vychází z konstrukce vnějších kabelů předpjatých konstrukcí, se již nepodařilo. Projektant navíc spolupracoval s místním architektem, který dal konstrukci postmoderní ráz, který podle našeho názoru neumocňuje statické a dynamické působení konstrukce. Přesto věříme, že realizace lávky stojí za pozornost. Mostovka celkové délky 246 m je z betonu charakteristické válcové pevnosti 45 MPa a je sestavena z prefabrikovaných segmentů, monolitických podporových zárodků tvořících vyhlídkové plošiny a koncových příčníků. Prefabrikované segmenty skladebné délky 3 m jsou 6,35 m široké a jejich tloušťka je jen 0,4 m. Jsou tvořeny krajními nosníky a mostovkovou deskou, ztuženy jsou koncovými příčníky proměnné tloušťky od 0,38 do 0,5 m (obr. 4). Předpínací kabely tvořené 2 2 kabely z 27 lan průměru 0,6" jsou vedeny v krajních nosnících a v podporových zárodcích se překrývají. Při montáži byly segmenty vzájemně spojeny ocelovými čepy, na které jsou také připevněny závěsy. Spáry mezi segmenty jsou betonové. Vnitřní podpěry (obr. 5 a 6) jsou tvořeny dvojicemi sloupů vzájemně spojenými spodní stěnou a horním příčníkem, který podporuje podélná a příčná žebra vyhlídkových plošin. S ohledem na zvýšení odolnosti podpěr proti ledovým krám jsou sloupy příčně skloněny a jejich návodní část je vyztužena metalizovaným plechem. Podpěry jsou založeny na dvojici šachtových pilířů průměru 2,438 m. 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 23

26 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES a 11c Sloupy podporují pylony tvořené ocelovými trubkami průměru 1,219 m vyplněnými betonem. Horní část sloupů je spojena betonovým příčníkem podporujícím sedla visutých kabelů. Příčník má jednostrannou konzolu, na které je zavěšena stříška vyhlídkové plošiny. Rozdílný příčný sklon sloupů pylonu a jednostranná konzola bohužel nepřispívají k eleganci konstrukce. Ocelové sloupy prochází vyhlídkovou plošinou podporovou částí mostovky. Mostovka je na vnitřních podpěrách uložena na dvojici všesměrných ložisek, příčné vodorovné účinky jsou zde zachyceny dvojicí svislých ložisek. Všechna ložiska jsou tvořena neoprenovými deskami. Podobně je mostovka uložena na krajních podpěrách. Ty jsou tvořeny horní a spodní deskou vzájemně spojenou krajními svislými stěnami, do kterých jsou kotveny visuté kabely. Vodorovná síla z kabelů je zachycena skalními kotvami kotvenými ve spodní desce. Visuté kabely jsou tvořeny uzavřenými lany průměru 122 mm pevnosti kn. Závěsy, tvořené pramenci průměru 27 mm, jsou ke kotevním objímkám visutých kabelů a ke kotevním plechům mostovky připojeny kloubově (obr. 7), závěsy kratší než 0,45 m jsou tvořeny kyvnými pruty z plechů tloušťky 19 mm. U šesti středních závěsů jsou kotevní objímky přímo připojeny k plechům mostovky (obr. 8). Vytváří se tak pevné spojení kabelů s mostovkou, které zachycuje všechny podélné účinky. Popsané tradiční řešení napojení kotevních objímek na visuté kabely má v porovnání s naším řešením napojení na ocelové trubky visutých kabelů (obr. 9) [3] mnoho na údržbu náročných detailů. 11b 11d 24 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

27 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES Kontrolní statická a dynamická analýza Kontrolní výpočet byl proveden programovým systémem ANSYS. Statické účinky od zatížení stálého, nahodilého zatížení, větru a od objemových změn byly určeny na prostorovém 3D modelu sestaveném z prutových prvků. Výpočtový model vystihl prostorové působení konstrukce i okrajové podmínky (obr. 10). Stejný výpočtový model byl použit pro analýzu montážních stavů. Nelineární analýza provozního zatížení i montáže vyšla z počátečního stavu, v kterém byla definována geometrie konstrukce, zatížení stálé a tomu odpovídající namáhání konstrukce. Změna spojení segmentů z kloubového na pevné byla vystižena pomocí frozen uzlů. Nahodilé zatížení bylo podle délky zatěžovací plochy uvažované hodnotami od 1,6 do 4 kn/m 2, účinky změny teploty +23 ºC a 61 ºC. Velká pozornost byla věnována dynamické odezvě konstrukce na zatížení lidmi a větru. Poměr odpovídajících kroutivých a ohybových frekvencí (obr. 11) potvrdil, že konstrukce je aerodynamicky stabilní. Pohoda uživatelů byla posouzena postupem popsaným v [4]. Konstrukce byla posouzena pro vybuzené kmitání jak ve svislém, tak i ve vodorovném směru. Maximální svislé zrychlení a max = 0,059 m/s 2 je menší než přípustné a lim = 0,489 m/s 2 ; maximální vodorovné zrychlení a max = 0,004 m/s 2 je menší než přípustné a lim = 0,078 m/s 2. Pro představu o velikosti zrychlení je na obr. 12 uvedeno zrychlení lávky v porovnání se zrychlením lávek diskutovaných v [4]. Konstrukce je velmi tuhá, a proto uživatelé, pohybující se anebo stojící na lávce, nemají nepříjemný pocit od pohybu konstrukce vyvolaného pohybem jiných chodců. 16 Obr. 7 Visutý kabel a typický závěs Fig. 7 Suspension cable and a typical suspender Obr. 8 Pevné spojení kabelu s mostovkou Fig. 8 Fix connection of the suspension cable with the deck Obr. 9 Lávka Harbor Drive, San Diego: visutý kabel a typický závěs Fig. 9 Pedestrian Bridge Harbor Drive, San Diego: suspension cable and a typical suspender Obr. 10 Výpočetní model Fig. 10 Calculation model Obr. 11 První ohybové a kroutivé vlastní tvary a frekvence Fig. 11 First bending and torsional natural modes and frequencies Obr. 12 Zrychlení lávek Fig. 12 Footbridges acceleration Obr. 13 Montážní lávka Fig. 13 Cat walk Obr. 14 Montáž visutého kabelu Fig. 14 Erection of the suspension cable Obr. 15 Postup montáže segmentů Fig. 15 Sequence of the segments erection Obr. 16 Montáž segmentu Fig. 16 Segment erection 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 25

28 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 17 Stavba Stavba lávky byla zahájena nasypáním poloostrovů umožňujících výstavbu středních podpěr. Po zhotovení šachtových pilířů byly vybetonovány podpěry a podporové zárodky (vyhlídkové plošiny) mostovky. Následně byly osazeny ocelové trubky pylonů. Po jejich vybetonování byly zhotoveny příčníky a byla osazena ocelová sedla kabelů. Se stavbou vnitřních podpěr byly současně provedeny krajní opěry a skalní kotvy. Pro montáž visutých kabelů byla smontována visutá montážní lávka (cat walk) (obr. 13), která sloužila nejen k natažení kabelů (obr. 14), ale také k osazení kotevních objímek závěsů. Segmenty mostovky byly montovány podobně jako segmenty našich visutých mostů v krajních polích směrem od opěr ke středním podpěrám a segmenty hlavního pole od středu mostu k podpěrám (obr. 15). Segmenty byly uloženy na montážní rám podporovaný lany a následně dopraveny a vyzdviženy do projektované polohy (obr. 16). Zadní část segmentu byla kloubově připojena k předcházejícímu segmentu, přední část pak byla zavěšena na visuté kabely. Po smontování všech segmentů byly provlečeny předpínací kabely, vybetonovány spáry mezi segmenty a mostovka byla předepnuta. Na závěr byly provedeny dokončovací práce. Lávka je mimořádně štíhlá (obr. 17) a má tak minimální vliv na krásnou okolní přírodu. Investor město Edmonton Generální projektant CH2M Hill, Edmonton, vedoucí projektant Gary Kriviak Architektonické řešení HFKS Architects, Edmonton Kontrola projektu Jiri Strasky, Consulting Engineer, Greenbrae, CA Generální dodavatel Alberco Construction, Canada Uvedení do provozu 2011 Cena CAD Obr. 17 Lávka Fort Edmonton Fig. 17 Fort Edmonton Footbridge Obr. 18 Lávka Terwillegar Park Fig. 18 Terwillegar Park Footbridge Obr. 19 a) Podélný řez, b) půdorys Fig. 19 a) Elevation, b) plan Obr. 20 Vnitřní podpěra alternativní návrh Fig. 20 Intermediate support alternative proposal Obr. 21 Prefabrikovaný segment: a) příčný řez, b) spára mezi segmenty, c) nosné a předpínací kabely Fig. 21 Precast segment: a) cross section, b) joint between segments, c) bearing and prestressing tendons Obr. 22 Prefabrikované segmenty zavěšené na nosných kabelech Fig. 22 Precast segment suspended on bearing cables KREATIVITA, KREATIVITA, ZNALOST ZNALOST ZKUŠENOST, ZKUŠENOST, POCTIVÁ POCTIVÁ PRÁCE PRÁCE Bohunická 50, Brno tel.: , shp@shp.eu Firemní prezentace 26 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

29 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 18 LÁVKA TERWILLEGAR PARK Konstrukční řešení Lávku celkové délky 262 m tvoří konstrukce z předpjatého pásu o třech nestejně dlouhých polích s dvěma pilíři situovanými v řece (obr. 18 a 19), nad krajními opěrami a vnitřními pilíři jsou vyhlídkové plošiny. Konstrukční řešení lávky vychází z projektu lávky Lake Hodges popsané v [5]. Na rozdíl od této konstrukce však investor požadoval, aby část vyhlídkových plošin byla nad vnitřními podpěrami v délce 19a 19b 6 m vodorovná. Tento požadavek ovlivnil konstrukční řešení vnitřních podpěr. Na hladkou křivku předpjatého pásu navazuje sedlo s půdorysně a výškově zalomenou vyhlídkovou plošinou. Bohužel, architekt, který spolupracoval s generálním projektantem, naši úpravu tvaru sedla a pilířů nepřijal (obr. 20). Rozpětí polí je m, odpo vídající průvěs je 0, , ,877 m; maximální podélný spád u podpěr je 7,2 %. Předpjatý pás z betonu charakteristické válcové pevnosti 50 MPa je sestaven z prefa b ri kovaných segmentů (obr. 21 a 22) a monolitických sedel situovaných u všech podpěr. Délka sedel u opěr je 3,81 m, nad vnitřními podpěrami je 12,89 m. Předpjatý pás je vetknut do krajních opěr a je rámově spojen s vnitřními podpěrami (obr. 23 a 24). Prefabrikované segmenty tloušťky 0,465 m jsou 3 m dlouhé a 5,3 m ši ro ké. Každý segment je tvořen dvěma okrajovými žebry a mostovkovou deskou, která je u spár zesílena příčníkem (obr. 21b). V průběhu montáže byly segmenty zavěšeny na nosné kabely, po kterých byly posunuty do projektované polohy (obr. 25). Po vybetonování monolitických sedel a spár mezi segmenty byla konstrukce předepnuta předpínacími kabely. Nosné kabely jsou tvořeny 2 3 kabely z 27 lan průměru 0,6", předpínací kabely jsou tvořeny 2 3 kabely z 27 lan průměru 0,6". Nosné i předpínací kabely jsou situovány v rýhách vytvořených v krajních žebrech (obr. 21c) a 21b 21c 22 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 27

30 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 23a 23b 24 23c Monolitická sedla mají proměnnou tloušťku i šířku. Tloušťka se mění od 0,465 do 2,09 m, šířka se mění od 5,3 do 10,7 m. Boční části sedel, které tvoří vyhlídkové plošiny, jsou chráněny přístřešky. Sedla byla betonována po smontování všech segmentů do bednění zavěšeného na již smontovaných segmentech a na podporových pilířích, popř. krajních podpěrách. V průběhu montáže konstrukce byly nosné kabely uloženy na teflonových deskách situovaných na ocelových sedlech. Aby bylo možné nad podpěrami vytvořit vodorovnou plochu, jsou ocelová sedla uložena na ocelové nosníky (obr. 25a), které byly při betonáži spár a sedel zabetovány. Spáry mezi prefabrikovanými segmenty jsou vyztuženy petlicovým stykem (obr. 21b); spáry mezi krajními segmenty a monolitickými sedly jsou vyztuženy silnou betonářskou výztuží vyčnívající ze segmentů (obr. 26). Vnitřní podpěry výšky 16,09 m jsou tvořeny dvojicemi sloupů vzájemně spojenými spodní stěnou a horním příčníkem, který podporuje sedlo. Na příčníky jsou také uloženy ocelové nosníky tvaru I, na jejichž okrajích jsou situována sedla podporující nosné kabely. S ohledem na zvýšení odolnosti podpěr proti ledovým krám jsou spodní části podpěr skloněny a jejich návodní část je vyztužena metalizovanými plechy. Podpěry jsou založeny na dvojici šachtových pilířů průměru 2,134 m. Nosné a předpínací kabely jsou kotveny v krabicových krajních opěrách, které jsou tvořeny horní a spodní deskou vzájemně spojenou svislými stěnami. Vodorovná síla velikosti až 53 MN je přenášena do podloží ohybovou únosností vrtaných pilot průměru 0,9 m a skalními kotvami kotvenými ve spodní desce. Zábradlí je v porovnání se štíhlou mostovkou poměrně mohutné, má svislou a vodorovnou výplň a ve sloupcích situované osvětlení (obr. 27). 25a 25b BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

31 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 29a 29b 29c Obr. 23 Vnitřní podpěra: a) podélný řez, b) příčný řez, c) půdorys Fig. 23 Intermediate support: a) elevation, b) cross section, c) plan Obr. 24 Vnitřní podpěra Fig. 24 Intermediate support Obr. 25 Postup stavby: a) ocelové nosníky a sedla, b) montáž segmentů hlavního pole Fig. 25 Construction sequences: a) steel beams and saddles, b) erection of the segments of the main span Obr. 26 Výztuž podporových segmentů Fig. 26 Reinforcement of the support segments Obr. 27 Osvětlení lávky Fig. 27 Footbridge lighting Obr. 28 Výpočetní model Fig. 28 Calculation model Obr. 29 Výpočetní model postupná výstavba: a) ocelové nosníky a nosné kabely, b) segmenty, c) betonové sedlo Fig. 29 Calculation model progressive erection: a) steel girders and bearing cables, b) segments, c) concrete saddle Obr. 30 První ohybové a kroutivé vlastní tvary a frekvence Fig. 30 First bending and torsional natural modes and frequencies Obr. 31 Montáže segmentu hlavního pole Fig. 31 Segment erection of the main span 30a 30c Kontrolní statická a dynamická analýza Kontrolní výpočet byl proveden programovým systémem ANSYS. Statické účinky od zatížení stálého, nahodilého zatížení, větru a od objemových změn byly určeny na prostorovém 3D modelu sestaveném z prutových prvků. Výpočtový model vystihl prostorové působení konstrukce i okrajové podmínky (obr. 28 a 29). Předpjatý pás byl modelován jako soustava rovnoběžných prutů vystihujících působení nosných a předpínacích kabelů, prefabrikovaných segmentů a sedel a betonu rýh [1]. Výpočet vystihl postup výstavby a změnu statického působení: v době montáže všechna zatížení přenášela jen nosná lana, po vybetonování spár působí konstrukce jako předpjatý pás. Poddajnost podpěr byla vystižena pružným podepřením základů. Nahodilé zatížení bylo podle délky zatěžovací plochy uvažované hodnotami od 1,6 do 4 kn/m 2, účinky změny teploty +27,5 ºC a 54,5 ºC. Vlivem předpětí a objemových změn betonu vznikají v monolitických sedlech velké kladné ohybové momenty. Protože tahová namáhání vznikají v dostatečné vzdálenosti od nosných a předpínacích kabelů, byla sedla navržena jako částečně předpjatý prvek, jehož tuhost je vlivem trhlin redukována. Při maximálním ochlazení na -54,5 ºC vznikají v konstrukci tahová napětí. Pro toto mimořádné zatížení byla konstrukce posouzena také jako částečně předpjatá. Výpočet uvážil redukci tuhosti konstrukce vznikem trhlin. Tahová napětí ve spárách mezi segmenty jsou zachycena petlicovým stykem a průběžnou betonářskou a předpínací výztuží situovanou v rýhách segmentů. Velká pozornost byla věnována dynamické odezvě konstrukce na zatížení lidmi a větru. Poměr prvních kroutivých a ohybových frekvencí (obr. 30) potvrdil, že konstrukce je aerodynamicky stabilní. Pohoda uživatelů byla posouzena postupem popsaným v [4]. Konstrukce byla posouzena pro vybuzené kmitání jak ve svislém, tak i vodorov- 30b 30d /2017 technologie konstrukce sanace BETON 29

32 STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES 32 ném směru. Maximální svislé zrychlení a max = 0,059 m/s 2 je menší než přípustné a lim = 0,415 m/s 2 ; maximální vodorovné zrychlení a max = 0,019 m/s 2 je menší než přípustné a lim = 0,150 m/s 2. Pro představu o velikosti zrychlení je na obr. 12 uvedeno zrychlení lávky v porovnání se zrychlením lávek diskutovaných v [4]. Konstrukce je velmi tuhá, a proto uživatelé, kteří se pohybují anebo stojí na lávce, nemají nepříjemný pocit od pohybu konstrukce vyvolaného pohybem jiných chodců anebo větru. Investor město Edmonton Generální projektant Stantec, Edmonton, vedoucí projektant Dr. Reed M. Ellis Architektonické řešení MacDonald Architects, San Francisco Kontrola projektu Jiri Strasky, Consulting Engineer, Greenbrae, CA Generální dodavatel Graham Infrastructure, Edmonton Uvedení do provozu 2016 Cena CAD Literatura: [1] STRASKY, J. Stress Ribbon and Cable-Supported Pedestrian Bridges. London: Thomas Telford Publishing, nd edition, ISBN: X. [2] KRIVIAK, G., ROBERTSON, S. Fort Edmonton Footbridge. Canadian Civil Engineer. 2014, Spring, s ISSN: [3] STRÁSKÝ, J., NEČAS, R. Lávka přes Harbor Drive v San Diegu, Kalifornie, USA. Beton TKS. 2011, roč. 11, č. 4, s ISSN: [4] STRÁSKÝ, J., NEČAS, R., KOLÁČEK, J. Dynamická odezva betonových lávek. Beton TKS roč. 9, č. 4, s ISSN: [5] STRÁSKÝ, J., NOVAK, R. Lávka pro pěší přes Lake Hodges, San Diego, Kalifornie, USA. Beton TKS. 2011, roč. 11, č. 4, s ISSN: Stavba Stavba lávky byla zahájena nasypáním poloostrovů umožňujících výstavbu středních podpěr. Po zhotovení šachtových pilířů byly vybetonovány podpěry. Následně byly osazeny a k příčníkům přikotveny ocelové nosníky. Současně se stavbou vnitřních podpěr byly provedeny krajní opěry a skalní kotvy. Po osazení ocelových sedel byly nataženy a napnuty nosné kabely a poté byly skalní kotvy dopnuty na požadované napětí. Následně byly na nosné kabely zavěšeny prefabrikované segmenty: segmenty krajních polí byly osazeny přímo jeřábem pohybujícím se po dočasných poloostrovech, segmenty středního pole byly u podpěr zavěšeny na nosné kabely a tahem vrátku byly po kabelech posunuty do projektované polohy (obr. 31). Po smontování všech segmentů bylo osazeno bednění sedel. Podélné nosníky nesoucí bednění byly podepřeny příčnými nosníky, které byly zavěšeny na již smontovanou konstrukci a které byly současně podepřeny vnitřními podpěrami. Tak bylo zajištěno, že sedla spojitě navazovala na smontovanou konstrukci, jejíž tvar se v průběhu betonáže měnil podle postupně vzrůstajícího zatížení a podle teploty. Po osazení předpínacích kabelů a betonářské výztuže rýh byly spáry mezi segmenty, rýhy a sedla vybetonovány. Všechna tři pole byla betonována současně ve směru od středu polí k podpěrám. Po dosažení pevnosti betonu 5 MPa byla konstrukce částečně předepnuta. Předpětí zajistilo, že nový beton nebude poškozen od svévolného pohybu chodců a od změn teploty. Po dosažení projektované pevnosti byly předpínací kabely dopnuty a následovala montáž zábradlí a osvětlení. Mostovka je také mimořádně štíhlá Obr. 32 Lávka Terwillegar Park Fig. 32 Terwillegar Park Footbridge (obr. 32) a celý most minimálně zasahuje do krásné okolní přírody. ZÁVĚR Obě lávky byly příznivě přijaty laickou i odbornou veřejností a získaly řadu ocenění. Podle našeho názoru generální projektanti bohužel spolupracovali s architekty, kteří nepochopili vnitřní podstatu a eleganci popisovaných konstrukcí. Přes naše výhrady je zřejmé, že lávky se štíhlou předpjatou mostovkou lze navrhnout jako lehké a transparentní konstrukce, které mají minimální dopad na životní prostředí. Mají lidský rozměr a jejich dynamická odezva nevyvolává u uživatelů nepříjemné pocity. Článek vznikl za podpory projektu FAST-S Prostorově zakřivené mostní konstrukce podporované kabely a 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. prof. Ing. Jiří Stráský, DSc. Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. & Fakulta stavební VUT v Brně j.strasky@shp.eu Ing. Radim Nečas, Ph.D. Fakulta stavební VUT v Brně necas.r@fce.vutbr.cz Ing. Jan Koláček, Ph.D. Fakulta stavební VUT v Brně kolacek.j@fce.vutbr.cz 30 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

33 Římsová konzola PERI VARIOKIT VGK Lehká konstrukce pro novostavby i sanace Všestranně bezpečná S uzavřenou podlahou z fošen a ochranou proti pádu, bezpečná montáž bednění a vyrovnání z lávky Hospodárná velkou únosností Méně spínacích míst díky velké zatěžovací šířce Optimalizovaná pro sanaci říms Prostorná pracovní lávka pro bourání, jednoduchá následná montáž bednění bednění lešení služby

34 SANACE A REKONSTRUKCE REHABILITATION AND RECONSTRUCTION OBLOUKOVÉ MOSTY PŘES OTAVU U OBCE ZÁTAVÍ ARCH BRIDGES OVER THE OTAVA RIVER AT THE TOWN OF ZÁTAVÍ František Košán 1 V příspěvku je popsána rozsáhlá rekonstrukce dvou obloukových mostů u obce Zátaví v jižních Čechách, při které byla odstraněna původní nosná konstrukce a horní část spodní stavby. Jejím cílem bylo vytvořit co nejvěrnější kopii původních mostů z roku The paper describes an extensive reconstruction of two arch bridges near the town of Zátaví in southern Bohemia, where the original superstructure and the upper part of the substructure were removed. The aim was to create the most faithful copy of the original bridges from V roce 1927 byly v Zátaví u Písku postaveny dva mosty přes Otavu, oba jsou kolmé a přímé. Most ev. č (obr. 1) převádí silnici III/1403 přes řeku Otavu dvěma trojkloubovými obloukovými poli o světlosti 2 32 m a most ev. č (obr. 7a), vzdálený cca 35 m, převádí silnici III/1403 přes inundační otvor jedním obloukovým polem o světlosti 10 m. Oba mosty měly oblouky z prostého betonu a krajní železobetonové konzoly. Původní poprsní zdi obou mostů byly betonové, obložené lomovým kamenem, vozovka na mostě byla živičná, zábradlí železobetonové a povrch chodníků byl tvořen drobnou kamennou mozaikou. Původní opěry byly betonové s rovnoběžnými tížnými křídly, která byla obložena kamenným kyklopským zdivem. Rohy opěr byly obloženy kamennými kvádry. Střední pilíř mostu přes Otavu je betonový s oboustranným trojúhelníkovým zaobleným zhlavím, které je obloženo kamenným kvádrovým řádkovým zdivem. Původní mosty nevyhovovaly současným požadavků z hlediska stavebního stavu, zatížitelnosti, šířkového uspořádání a záchytného systému. Na základě požadavku města Písek bylo v průběhu stavebního řízení dohodnuto, že nosná konstrukce a horní část spodní stavby obou mostů budou odstraněny a bude provedena pokud možno co nejvěrnější kopie mostů původních. Na rekonstrukci mostů se město Písek finančně podílelo částkou 15 % z celkových nákladů stavby. U obou mostů byla odstraněna původní nosná konstrukce a u mostu přes Otavu byla odstraněna také horní část středního pilíře a původních opěr s rovnoběžnými křídly. Byla provedena nová železobetonová horní část spodní stavby a nová nosná konstrukce tvořená železobetonovým vetknutým obloukem, podélnými a příčnými stěnami, výplňovým betonem a oboustranně konzolovitě vyloženou horní deskou. Vozovka na obou mostech je kategorie Obr. 1 Původní most přes Otavu Fig. 1 The original bridge over the Otava Obr. 2 Most přes Otavu: a) příčný řez, b) podélný řez Fig. 2 Bridge over the Otava: a) cross section, b) longitudinal section Obr. 3 Podpěrná skruž mostu přes Otavu Fig. 3 Scaffolding for the bridge over the Otava Obr. 4 Podélný řez inundačním mostem Fig. 4 Longitudinal section of the inundation bridge Obr. 5 Skruž pro inundační most Fig. 5 Scaffolding for the inundation bridge Most přes Otavu Příčný řez, střed 2. pole 4,0 % Písek Zátaví + 0, ,000 = 370,567-0,081 2,5 % 2,5 % -0,081 2,0 % Deska + 0, Most přes Otavu Podélný řez Písek Zátaví 370, , , , , , a 2b Otava Otava OP1 OP P BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

35 SANACE A REKONSTRUKCE REHABILITATION AND RECONSTRUCTION S 6,5 šířky 6,5 m mezi ocelovými svodidly. Na obou stranách mostů je monolitické železobetonové zábradlí, na levé straně (ve směru staničení komunikace z Písku do Zátaví) je služební chodník šířky 0,5 m a na pravé straně je veřejný chodník šířky 1,25 m. Mezi mosty byla v délce cca 35 m provedena nová konstrukce vozovky a na její pravé straně veřejný chodník šířky 1,25 m doplněný na násypu komunikace o monolitické železobetonové úhlové zdi. Mosty byly navrženy na nahodilé zatížení dle ČSN EN , změna Z3/2012: regulační součinitel = 0,8, souprava LM = 900 kn. Provedení stoleté vody mostními otvory vyhovuje ČSN Projektování mostních objektů. MOST PŘES OTAVU Základy původního mostu byly nejprve zesíleny mikropilotami, které byly vrtány z úrovně původní vozovky a byly ukončeny ve skalním podloží. Ubourání původní obloukové betonové nosné konstrukce bylo provedeno podle projektové dokumentace RDS, střídavě postupně symetricky z obou stran oblouku, aby nedošlo k nekontrolovanému zřícení původního betonového oblouku vlivem jednostranného zatížení. Horní část původních opěr pilíře byla odstraněna. Staticky byla posouzena stabilita ponechané dolní části středního pilíře při odstranění původního oblouku jednoho mostního pole. Poté byla odstraněna horní část původních opěr, rovnoběžných křídel a středního pilíře. Nová spodní stavba je monolitická železobetonová a k původní spodní stavbě mostu byla přikotvena vlepenou betonářskou výztuží. Opěry jsou tvořeny úložným prahem, čelní stěnou, dříkem opěr a křídel a horní konzolovou deskou na křídlech. Střední pilíř je tvořen úložným prahem, podélnou a příčnou 3 stěnou. Nekvalitní beton na horním líci obou zhlaví středního pilíře byl odstraněn a byl nahrazen novým železobetonovým zhlavím. Tloušťka oblouku je 0,7, resp. 0,625 m ve vrcholu 2. mostního pole. Střednice oblouku má tvar paraboly 2,4. stupně. Beton oblouků je C35/45-XF2, horní desky C30/37-XF2, stěn C30/37-XF4, výplňový beton C12/15-XO a výztuž je B500B. Oblouky obou mostních polí byly betonovány na podpěrné skruži, jež byla tvořena stojkami z prvků Pižmo a horními ocelovými příhradovými nosníky. Bednění oblouku bylo zavěšeno na ocelových táhlech. INUNDAČNÍ MOST Základy původního inundačního mostu byly nejprve zesíleny mikropilotami, které byly vrtány z úrovně původní vozovky a byly ukončeny ve skalním podloží. Ubourání původní obloukové betonové nosné konstrukce bylo provedeno podle projektové dokumentace RDS, střídavě postupně symetricky z obou stran oblouku, aby nedošlo k nekontrolovanému zřícení původního betonového oblouku vlivem jednostranného zatížení. Poté byla odstraněna horní část původních opěr a rovnoběžných křídel. Nová spodní stavba je monolitická železobetonová a k původní spodní stavbě mostu byla přikotvena vlepenou betonářskou výztuží. Opěry jsou tvořeny úložným prahem, čelní stěnou, dříkem opěr a křídel a horní konzolovou deskou na křídlech. Tloušťka oblouku je 0,52 m, střednice oblouku má tvar kružnice. Beton oblouku je C30/37-XF2, horní desky C30/37-XF2, beton stěn C30/37-XF4, výplňový beton C12/15-XO a výztuž je B500B. Oblouk byl betonován na prostorové skruži. MOSTNÍ VYBAVENÍ Niveleta komunikace má na mostě přes Otavu podélný sklon minimálně 0,5 % a na inundačním mostě cca 2 % (nachází se v zakružovacím oblouku), příčný sklon je střechovitý 2,5 %. Vozovka na mostech je třívrstvá živičná a římsy jsou monolitické železobetonové s kotvenými kamennými obrubníky. Inundanční most Podélný řez Písek 369, , ,679 Zátaví /2017 technologie konstrukce sanace BETON 33

36 SANACE A REKONSTRUKCE REHABILITATION AND RECONSTRUCTION 6a Obr. 6 a) Opravený most přes Otavu, b) pohled na střední pilíř, c) detail nad středním pilířem Fig. 6 a) Repaired bridge over the Otava, b) middle pier view, c) detail above the middle pier Obr. 7 a) Opravený inundační most, b) detail železobetonového zábradlí Fig. 7 a) Repaired inundation bridge, b) detail of reinforced concrete parapet 6b 6c 7a Na mostě přes Otavu jsou osazeny čtyři povrchové mostní dilatační závěry s jednoduchým těsněním spáry pro rozsah pohybu ±80 mm. Na inundačním mostě je nad konci nosné konstrukce v živičné vozovce provedena řezaná spára vyplněná těsnicí zálivkou. Povrch vozovky na mostech je odvodněný litinovými odvodňovači mm s uzamykatelnou mříží a bočním odtokem. Odvodňovací trubičky povrchu izolace a rubu oblouku jsou provedeny z nerezové oceli. Při výstavbě byla zvýšená pozornost věnována estetickému vzhledu mostu, zejména se jednalo o monolitické železobetonové zábradlí. Pohledové plochy křídel a čelních zdí jsou obloženy kamenným kotveným kyklopským zdivem. Svahové kužely a svahy podél pravobřežní opěry mostu přes Otavu jsou opevněny kamennou dlažbou do betonu. ZÁVĚR Stavba byla zahájena v dubnu Od prosince 2016 byla stavba během zimy v předčasném užívání a kompletně byla dokončena v květnu Nový most přes Otavu a nový inundační most vyhovují současným požadavkům ČSN, TKP a TP, přičemž po vizuální stránce jsou totožné s původními mosty. Projekt kladl důraz na estetické začlenění do krajiny a dlouhodobou trvanlivost konstrukce. 7b Na konci 2. světové války řeka Otava tvořila demarkační čáru mezi americkou a Rudou armádou a na připomínku této skutečnosti jsou na křídlech pravobřežní a levobřežní opěry osazeny pamětní desky. Investor Jihočeský kraj Projektant Pontex, s. r. o. Zhotovitel Porr, a. s., & SMP CZ, a. s. Stavební dozor Inbest, s. r. o. Ing. František Košán Pontex, s. r. o. kosan@pontex.cz 34 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

37 1. SVK D1 AKTUALITY Hubová - Ivachnová TOPICAL SO 213 SUBJECTS 2. I/27 Velemyšleves SO Lávka přes Holešovický přístav v Praze 4. SVK D1 Hubová - Ivachnová SO I/27 Velemyšleves SO SVK D3 Žilina (Strážov - Brodno) SO Studie přemostění Dunaje 8. I/27 Velemyšleves SO NOVÁK & PARTNER s.r.o., Perucká 2481/5, Praha 2, T: , E: info@novak-partner.cz,

38 JAK (NE)PRACOVAT S BETONEM HOW (NOT) TO WORK WITH CONCRETE JAK (NE)PRACOVAT S BETONEM TÉMA 4 TUHNUTÍ BETONU, KONZISTENCE Vladimír Veselý Při práci s betonem je třeba si uvědomit, že jde o materiál, ve kterém od samého počátku po zamíchání složek probíhají chemické reakce a fyzikální procesy vedoucí k postupnému přechodu jednotlivých fází od počáteční tekuté až po konečnou pevnou, tj. mechanicky odolnou strukturu ztvrdlého betonu. Dynamika přechodu mezi jednotlivými fázemi je ovlivněna jak použitými mate riály, tak samozřejmě teplotními podmínkami. Než začneme s vytvářením vlastní betonové konstrukce, je třeba posoudit konkrétní podmínky vymezující čas pro efektivní zpracování čerstvého betonu. Tab. 1 Počátky tuhnutí cementu (měřeno na cementové kaši o teplotě kaše i prostředí 20 ± 2 C) Pevnostní třída CEM [MPa] 32,5 42,5 52,5 Nárůst pevnosti L N R L N R L N R Počátek tuhnutí [min] Výrobky na trhu Norma [2] (orientačně) až až až 200 Literatura: [1] COLLEPARDI, M. Moderní beton. Praha: Informační centrum ČKAIT, [2] ČSN EN Cement Část 1: Složení, specifikace a kritéria shody cementů pro obecné použití. ed. 2. Praha: ÚNMZ, [3] ČSN EN A1. Beton Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda. Praha: ÚNMZ, TUHNUTÍ BETONU, KONZISTENCE Na práci s čerstvým betonem od zamíchání přes přepravu až po uložení betonu do bednění (zhutnění) a urovnání jeho povrchu je k dispozici čas vymezený dvěma faktory konzistencí, potřebnou pro efektivní zpracování betonu, a počátkem tuhnutí. Tento čas počíná běžet od okamžiku prvního styku cementu s vodou v míchačce betonárny a je ukončen počátkem fáze tuhnutí betonu. Pokud nastane tuhnutí, nemůže být beton ukládán a zhutňován [1]. Počátek tuhnutí cementu je první proměnnou zásadně ovlivňující dobu, která je k dispozici pro práci s betonem. Pro jednotlivé třídy použitého cementu je definován v ČSN EN [2] jako minimální čas [min], kdy může tuhnutí nastat pro jednotlivé pevnostní třídy bez ohledu na druh cementu a jeho rychlosti nárůstu pevnosti v tlaku. V praxi však dodávají výrobci na trh cementy zpravidla s podstatně delším, i když nezaručeným počátkem tuhnutí. Orientační porovnání je uvedeno v tab. 1. Představu o době, která je teo reticky k dispozici pro celý proces za běžných teplotních poměrů a bez jakýchkoli speciálních opatření, poskytuje tab. 2. Druhou, neméně důležitou proměnnou je rychlost vypařování vody z čerstvého betonu, protože úbytek zpracovatelnosti je úbytkem vody přímo ovlivněn. Voda se z čerstvého betonu vypařuje rovněž od okamžiku jeho zamíchání v míchačce, tedy od stejného okamžiku, kdy se začíná odpočítávat čas pro začátek tuhnutí. Udržení dostatečného obsahu vody v betonu rozhoduje o udržení požadované doby zpracovatelnosti ve zvolené třídě. Obě uvedené proměnné jsou však závislé na konkrétních podmínkách, především na teplotě prostředí a betonu a na rychlosti proudění vzduchu, které je třeba vždy vzít v úvahu při plánování úspěšné betonáže. Logicky platí, že bez dodatečného opatření se v letních měsících doba tuhnutí i zaručené konzistence zkracuje a v chladnějších dnech může být delší. Tento jednoduchý postulát si bohužel v dnešní době málokterý zhotovitel připouští. Pozor však na betonování za nízkých teplot pod +5 C, kdy je naopak dlouhá doba tuhnutí nevýhodná a může vést k zmrznutí betonu. Rizika, která negativně ovlivňují počátek doby tuhnutí betonu a mohou způsobit rychlejší ztrátu požadované konzistence, jsou spojena se zvyšováním Tab. 2 Doba pro zpracování betonu v závislosti na počátku tuhnutí Pevnostní třída CEM Čas [min] ,5 0 až 75 min: tuhnutí nenastane 75 až 190 min: počátek tuhnutí je třeba ověřit 190 a více min: riziko řešit opatření 42,5 0 až 60 min: tuhnutí nenastane 60 až 160 min: počátek tuhnutí je třeba ověřit 160 a více min: riziko řešit opatření 52,5 0 až 45 min: tuhnutí nenastane 45 až 140 min: počátek tuhnutí je třeba ověřit 140 a více min: riziko řešit opatření 36 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

39 4/2017 4/2013 5/2015 1/2017 1/2016 3/2017 4/2017 MOSTY JAK (NE)PRACOVAT S BETONEM HOW (NOT) TO WORK WITH CONCRETE Tab. 3 Faktory působící na zkrácení doby počátku tuhnutí a rychlejší ztrátu konzistence Faktor Opatření pasivní (bez zásahu do složení betonu) Opatření aktivní (nutný řízený zásah do složení betonu) MOSTY PŘEDPLATNÉ ČASOPISU BETON TKS Betonárna vysoká teplota kameniva vysoká teplota cementu vysoká teplota prostředí zamezit oslunění kameniva na skládce promíchání vrchních nahřátých vrstev s vnitřními chladnějšími vrstvami pomocí nakladače skrápění vodou (nutno kontrolovat zvýšenou vlhkost ve vztahu k v/c) nepoužívat cement ihned po dodávce zastínit sila na cement (obtížné) meziskládka cementu v dopravních prostředcích (vagon) na neosluněném místě (nákladné) náhrada receptur s CEM 42,5(52,5)R za receptury s CEM 32,5 (příp. použít variantu s CEM III 32,5N, nebo L-H), jsou-li k dispozici použití ledu do záměsi (nutno řídit záměsovou vodu a kontrolovat v/c) dávkování tekutého dusíku (proces musí být dostatečně zvládnut a odzkoušen) dávkování zpomalovače tuhnutí betonu do směsi (!bez ověřovacích zkoušek a pokynů technologa nepoužívat!) MOSTY A DOPRAVNÍ STAVBY Součástí celoročního předplatného je pro všechny nové zájemce speciální příloha Betonové konstrukce 21. století Betony s přidanou hodnotou. ZÁKLADNÍ PŘEDPLATNÉ Cena za roční předplat- Doprava betonu Ukládání betonu vysoká teplota bubnu autodomíchávače betonáž v letních dnech se zvýšenou teplotou prostředí parkování ve stínu zkrápění bubnu vodou z vnějšku výplach bubnu chladnou vodou (nutno kontrolovat vyprázdnění bubnu před nakládkou betonu) přesunout začátek betonáže na období s předpokládanou nízkou teplotou vzduchu a vstupních materiálů (noc, brzké ranní hodiny) dávkování zpomalovače tuhnutí betonu do autodomíchávače (!bez ověřovacích zkoušek a pokynů technologa nepoužívat!) ŽIVOTNÍ CYKLUS BETONOVÝCH STAVEB né (šest čísel) je 720 Kč bez DPH (včetně balného a distribuce). ZVÝHODNĚNÉ PŘEDPLATNÉ Zvýhodněná cena za roční předplatné (šest čísel) pro studenty, sta- Tab. 4 Faktory působící za nízkých teplot vební inženýry do 30 let Betonárna Doprava betonu Faktor nízká teplota betonu teplota betonu nesmí klesnout pod +5 C [3] nízká teplota bubnu autodomíchávače Opatření pasivní (bez zásahu do složení betonu) zahřát kamenivo (je-li možnost ohřevu v aktivních skladovacích boxech) zahřát záměsovou vodu používat složení betonu s CEM I 42,5R, resp. 52,5R parkování v temperovaných prostorách (nákladné) Opatření aktivní (nutný řízený zásah do složení betonu) dávkování urychlovače tvrdnutí betonu do záměsi (!bez ověřovacích zkoušek a pokynů technologa nepoužívat!) SAKRÁLNÍ STAVBY a seniory nad 70 let je 270 Kč bez DPH (včetně balného a distribuce). PŘEDPLATNÉ PRO SLOVENSKÉ PŘEDPLA TITELE Cena za roční předplatné (šest čísel) je 28 eur Ukládání betonu betonáž v zimních dnech se sníženou nebo zápornou teplotou prostředí přesunout začátek betonáže na období s předpokládanou nejvyšší teplotou vzduchu a vstupních materiálů (poledne) při záporných teplotách prostředí sjednat vyšší teplotu +10 C betonu s dodavatelem důsledně odstranit sníh či led z výkopu či bednění předem připravit prostředky na ochranu betonu před zmrznutím (tepelné izolace, vyhřívaný prostor, vyhřívání betonu apod.) dávkování urychlovače tvrdnutí betonu do autodomíchávače (!bez ověřovacích zkoušek a pokynů technologa nepoužívat!) POZEMNÍ STAVBY bez DPH (včetně balného a distribuce). ZASLÁNÍ UKÁZKOVÉHO VÝTISKU ZDARMA Na našich webových stránkách teploty betonu, způsobeným jak zvýšením teploty vstupních surovin, tak zahříváním betonu okolním prostředím. Tato rizika existují jak při výrobě, tak i při dopravě a ukládání betonu a jsou uvedena v tab. 3 včetně možných opatření. V měsících s nízkými nebo zápornými teplotami prostředí je riziko předčasného tuhnutí betonu nahrazeno rizikem ztráty teploty betonu (zmrznutí), důsledkem čehož může být přerušen nebo úplně zastaven proces tvrdnutí. Led navíc roztrhá množství již zhydratovaných částí pojiva, čímž dojde ke snížení pevnosti betonu. Stručný přehled nejdůležitějších opatření pro betonáž za nízkých teplot je uveden v tab. 4. V příštím pokračování budou popsána rizika, která je možná nalézt v jednotlivých fázích procesu výroby, dopravy a ukládání betonu a která mohou vést k neshodnému výrobku. Ing. Vladimír Veselý Betotech, s. r. o. vladimir.vesely@betotech.cz SANACE A REKONSTRUKCE panelová sídliště si můžete objednat jeden libovolný výtisk Beton TKS zdarma na ukázku. Přehled všech výtisků naleznete v pdf formátu v archivu, starší výtisky jsou k dispozici v plné verzi, novější pouze v náhledu (první stránky článků). Kontaktní 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 37

40 % 1% jfk MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY TŘETÍ MOST PŘES BOSPOR THIRD BRIDGE OVER THE BOSPHORUS 1 Na severu turecké metropole Istanbul byl v loňském roce zprovozněn třetí a největší most přes Bospor. Visutý most je nesen dvěma pylony ve tvaru písmene A, které se svou výškou téměř 330 m patří k nejvyšším na celém světě. Third, and the biggest bridge over the Bosphorus was open in the north of Istanbul last year. The suspension bridge s two A-shaped and almost 330 m high pylons belong among the tallest in the world. Most přes Bospor široký 59 m s délkou 2,2 km, s osmiproudou silnicí, dvoukolejnou železnicí a rozponem hlavního pole m leží na nové 260 km dlouhé dálnici a propojuje evropský a asijský kontinent. Je součástí nového dopravního systému, který vede severními okrajovými částmi Istanbulu a jeho okolím. První fáze projektu 116 km dlouhá dálnice se 35 viadukty již byla dokončena za pomoci třímiliardové investice ze soukromého sektoru. Další dvě fáze zahrnují výstavbu dálnic a silnic o celkové délce 257 kilometrů a veřejnost by je měla začít využívat v roce Koncepční řešení mostu navrhl Dr. Michel Virlogeux společně s Dr. Jea nem Françoisem Kleinem ze společnosti T engineering. Most je visutý se zavěšenou mostovkou. VÝSTAVBA PYLONŮ POMOCÍ SAMOŠPLHAVÉHO BEDNĚNÍ Pro výstavbu železobetonových pylonů byl použit samošplhavý systém Peri ACS a nosníkové stěnové bednění Vario GT 24, které zajistily dodržení všech požadavků na kvalitu povr- 2 3a 3b 66,50 66,50 255,41 255,41 P1 704,00 704,00 378, ,00 378,00 P1 A0 P1 P2 A3 38 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

41 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY 4a 4b chu betonu a rozměrovou přesnost celé konstrukce. Promyšlený pracovní postup jednotlivých betonážních záběrů pomocí hydraulického posunu umožňoval neobyčejně vysokou produktivitu. Na šikmých plochách pylonu tvaru A byla použita nastavitelná varianta samošplhavého bednění ACS V, kterou bylo možné přizpůsobit nakloněným částem pylonu. Pracovní lávky byly upevněny ve vodorovné poloze, aby byla zajištěna bezpečná a ergonomická práce. V úsecích s téměř svislými plochami byla nasazena varianta ACS R a mezi nohami pylonu byla kromě ACS V nasazena také plošinová varianta ACS P. Velkou výzvou již v přípravné fázi byl zužující se průřez pylonů. V půdorysu má trojúhelníkové uspořádání se zkosenými rohy a strany se směrem nahoru zužují každá o 1,4 m. Požadované přizpůsobení pracovních plošin bylo prováděno s pomocí centrálně umístěných předsazených lávek, které bylo možné upravit podle sousedních plošin. Přizpůsobení bednění se provádělo prostřednictvím vyrovnávacích plechů a sešroubovaných dílců, které byly postupně demontovány. Při projektování bylo nutné zohlednit nejen po výšce se měnící rozměry pylonů, ale i umístění vestavěných dílů velkých rozměrů. Stanovení os šplhání vyžadovalo promyšlené plánování a velkou rozměrovou přesnost, aby byly vyloučeny kolize se schránkami lan. 5a 4c Obr. 1 Most sultána Selima přes Bospor Fig. 1 Yavuz Sultan Selim bridge over the Bosphorus Obr. 2 Vizualizace Fig. 2 Visualisation Obr. 3 a) Řezy pylonem, b) podélný řez mostem Fig. 3 a) Cross section of the pylon, b) longitudinal section (source: Obr. 4a,b,c Výstavba pylonů tvaru písmene A na evropském a asijském břehu Fig. 4a,b,c Construction of the A-shaped pylons on the European and Asian continent Obr. 5a,b Šplhavé bednění Peri ACS přizpůsobující se zužujícím se půdorysům pilířů záběr po záběru Fig. 5a,b Automatic climbing formwork Peri ACS adjusting to the narrowing layouts of the towers 5b 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 39

42 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY 6 Obr. 6 Záběry mostu po otevření v srpnu 2016 Fig. 6 The bridge after opening in August 2016 Obr. 7 Třetí most přes Bospor spojující dva kontinenty Fig. 7 Third bridge over the Bosphorus connecting two continents Zdroje: [1] PERI. Nejvyšší betonové pylony na světě se samošplhavým bedněním PERI ACS. Praha, [2] LUKEŠOVÁ, T. Hrozný Selim třetí most přes Bospor nese jméno tureckého sultána. [online] Dostupné z: byznys.lidovky.cz [3] ČESKÁ TELEVIZE. Turecká chlouba. Evropu s Asií spojil na Bosporu třetí most. ČT24 [online] Dostupné z: VELKÁ BEZPEČNOST PRÁCE, VYŠŠÍ EFEKTIVITA Všechny šplhavé soupravy ACS byly opatřeny trapézovým oplechováním. Zakrytí spodní pracovní lávky s celoplošně uzavřenou plochou trapézovým plechem bylo kromě zabezpečení proti pádu také ochranou proti větru a nepříznivému počasí. Perforované trapézové plechy umožňovaly průchod světla a vzduchu. Z dalších pracovních plošin byla montována výztuž pro další úrovně. Na třech horních lávkách bylo možné umístit až 42 t výztuže. Na nakloněné lávce šplhal zároveň i rozdělovač betonu, do samošplhavého systému byl již v projektové fázi začleněn i přístup k osobnímu výtahu. Promyšlené kompletní řešení dané dlouholetými zkušenostmi, 3D vizualizace i včasné dodávky velkého množství materiálu umožňovaly plynulý průběh výstavby, a tím i dodržení pevně stanoveného harmonogramu. PLÁNOVANÉ ODLEHČENÍ INFRASTRUKTURY ISTANBULU Istanbul patří se svými 15 miliony obyvatel k největším městům na světě. Poloha na dvou kontinentech a mezi dvěma moři dělá sice tureckou metropoli jedinečnou, ale představuje i velké dopravní problémy. Především obě existující bosporské spojnice z let 1973 a 1988 jsou nemilosrdně přetížené. Nová trasa vede v dostatečné vzdálenosti od centra Istanbulu a Bospor kříží asi 25 km severně od centra města. Třetí most u ústí do Černého moře nazýván také most sultána Selima má jako přímý spoj k plánovanému ohromnému letišti odlehčit stávajícím dvěma mostům. Most, jehož výstavba stála cca tři miliardy dolarů (asi 72 miliard korun), byl uveden do provozu 26. srpna Podle turecké vlády by mělo každý den přes most projet nejméně automobilů. Přejezd mostu je zpoplatněn v přepočtu asi 70 korunami, ale jen při cestě z evropské do asijské části. Opačným směrem se podle deníku Daily Sabah mýtné neúčtuje. Fotografie: 4, 5 archiv PERI, 1, 2, 6, 7 Připravila Lucie Šimečková, redakce Redakce děkuje společnosti PERI za laskavé poskytnutí podkladů pro článek. Další informace lze nalézt v článku M. Sobotkové, který vyšel v časopise e-mosty v červnu 2016 pod názvem Yavuz Sultan Selim bridge BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

43 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY NOVÝ DÁLNIČNÍ MOST NA ŠTÍHLÝCH PILÍŘÍCH PŘES ŘEKU LAHN NEW MOTORWAY BRIDGE ON SLIM PIERS OVER THE LAHN RIVER 1 Radek Syka V německém Limburgu je v těsném sousedství stávajícího mostu Lahntal stavěn most nový, jehož výrazným znakem jsou štíhlé pilíře. V příspěvku je popsán způsob výstavby pilířů pomocí samošplhacího bednění a výstavby mostovky pomocí vozíků letmé betonáže. In the German city of Limburg, a new bridge is under construction in the immediate vicinity of the current Lahntal bridge. The specifics of the new bridge are its slim piers. This article describes construction of the piers by automatic climbing formwork and construction of the bridge slab by cantilever forming travellers. Čtyřsetmetrový most Lahntal u obce Limburg v Německu byl postaven v 60. letech minulého století. Dopravní náročnost od té doby mnohonásobně stoupla a v současnosti přes tento most přejíždí denně více než sto tisíc vozidel, čímž je jeho kapacita naplněna. Proto bylo rozhodnuto o stavbě nového mostu, který bude stát jen několik metrů vedle mostu původního a jehož dopravní obslužnost bude mnohonásobně vyšší. Nový most nabídne osm jízdních pruhů, resp. rovnou desítku včetně nouzového pruhu v obou směrech. Šířka mostovky dosáhne 43,5 m, délka mostu 450 m a jeho výška bude v nejvyšším bodě 62 m. Při těchto úctyhodných rozměrech bude most stát na velmi štíhlých pilířích, jejichž průměr nepřesáhne 2,8 m, přičemž ten nejvyšší dosahuje výšky téměř 60 m. Obr. 1 Mosty u německé obce Limburg: v popředí výstavba nového mostu, hned za ním původní most Lahntal z 60. let Fig. 1 Bridges near the German village of Limburg: construction of the new bridge in the forefront, in the immediate proximity behind is the original Lahntal bridge from the 1960s (source: Alte & neue Lahntalbrücke Limburg) Obr. 2 Výstavba pilířů pomocí samošplhacího bednění Fig. 2 Construction of the piers by the automatic climbing formwork REALIZACE PILÍŘŮ MOSTU Nosné pilíře mostu jsou kruhového tvaru s maximálním poloměrem 2,8 m a mostovku vždy podpírá jejich dvojice. Všechny pilíře jsou umístěny do pevného podloží, ani jeden nebyl umístěn do toku řeky. Výška pilířů předurčuje i jejich založení, které je na vrtaných pilotách délky až 30 m. Od prvních nadzemních taktů jsou pilíře betonovány pomocí samošplhacího bednění Doka Xclimb 60. Systém bednění a pracovních plošin s integrovaným zabezpečením volného okraje je posouván mezi jednotlivými betonářskými záběry pomocí hydraulických válců po kolejnicích, které jsou namontovány na předem zabetonovaných kotvách. Tento způsob umožňuje, aby byl celý komplet využíván i při vysokých rychlostech větru, které v místních podmínkách dosahují až 72 km/h. Pro vlastní betonáž je systém vybaven velkoplošným nosníkovým bedněním TOP 50 s ocelovou deskou WU14, která zajišťuje stále stejný otisk po celé délce pilíře. Maximální výška jednotlivých záběrů je 5,75 m, přičemž výška bednění činí 6 m. 2 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 41

44 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY 3a 3b Obr. 3 a) Pracovní plošina v hlavách pilířů, b) podhled plošiny (nosné pilíře mají kruhový průřez, sekundární pilíře čtvercového průřezu zajišťují stabilizaci v průběhu výstavby) Fig. 3 a) Working platforms in the heads of the piers, b) soffit of the platform (load bearing piers are of circular cross section, secondary piers of rectangular section ensure stabilization during the construction) Obr. 4 Letmá betonáž mostovky pomocí vozíků Fig. 4 Cantilever casting by forming travellers Obr. 5 Podhled mostovky jednoho jízdního směru tvořené dvoukomorovým předepjatým trámem Fig. 5 Soffit of one lane of the bridge slab created by a two-chamber prestressed girder Obr. 6 Letecký záběr z průběhu výstavby Fig. 6 Aerial view of the construction (source: Magazine zu Limburg an der Lahn) HLAVY PILÍŘŮ S PRACOVNÍ PLOCHOU 340 M 2 Nosné pilíře jsou ukončeny asymetrickými hlavami, které pilíře propojují a které tvoří zárodky pro letmou betonáž. Pro větší stabilitu při realizaci mostovky jsou pilíře ukotveny do dvojice podpůrných pilířů, které jsou stavěny zároveň s pilíři nosnými. Vzhledem k jejich subtilnosti je to nutné; každá hlava totiž obsahuje 675 m 3 betonu (tj t betonu, a to nepočítáme s váhou betonářské výztuže a samotného bednění). Bednění je v případě hlav tvořeno dvojicí nosníků HEB 1000 délky 20 m, které doplňuje desítka dalších nosníků CFT a plošin. Velkoryse dimenzované pracovní místo tak nabízí téměř 340 m 2 pracovního prostoru pro realizaci betonáže, která probíhá pomocí dvou setů velkoplošného bednění TOP 50 ve třech cyklech. Vlastník projektu navíc specifikoval pro hlavu každé dvojice pilířů kvalitu povrchu a její vzhled, což znamená, že pro každý z nich byl speciálně dodán set bednicích desek. Celkově jich pro betonáž hlav pilířů bylo nasazeno přes 950 m 2. Bednění spodní části pilířů dosahuje váhy až 437,5 t a během jeho kompletace poklesnou ocelové nosníky až o 100 mm, s čímž musí být kalkulováno při zaměřování bednění. Druhá a třetí část bednění pilířů mají váhu menší a na pokles vliv nemají. SEKUNDÁRNÍ PILÍŘE ZAJIŠŤUJÍ STABILITU PŘI REALIZACI Konstrukce mostu je realizována postupně po jednotlivých pilířích s použitím dvou vozíků letmé betonáže. Práce na nich a s nimi je koordinována tak, aby vozíky pracovaly přesně v páru a tlak působící na dvojici pilířů, resp. jejich společnou hlavu, byl vždy symetrický. I přesto jsou ale při betonáži pilíře podepřeny dvojicí stabilizačních sloupů, které mají průřez 2 m a slouží zejména k ukotvení pilířů. Jejich sekundární funkcí je, aby pomohly vytvořit podepření bezpečného pracovního místa při realizaci hlav pilířů a zároveň zajistily hladký rozjezd vozíkům letmé betonáže při nájezdu do betonáže dalšího pole. VOZÍKY LETMÉ BETONÁŽE PRO REALIZACI MOSTOVKY Mostovka, kterou tvoří propojený dvoukomorový předepjatý trám pro každý jízdní směr, má sedm polí o rozpětí od 45 do 90 m. Budována je s pomocí vozíků letmé betonáže. S maximální nosností 250 t na lamelu mostu může být realizováno při jednom cyklu až 5 m mostovky, což znamená rychlý posun stavby. S instalací a prvními kroky pomáhali i instruktoři a montážní mistři ze společnosti Doka, která vozík dodala a také vyvinula. Zajímavostí je, že celosvětově první nasazení tohoto moderního vozíku bylo v ČR při realizaci mostu SO 204 Most přes Labe. Výhodou vozíku je jeho plná soběstačnost a navíc kromě základní montáže nepotřebuje ke svým přesunům ani kompletaci jeřáb. Veškeré pohyby, upřesňování polohy a dokonce i zvedání spodních částí bednění ze země je realizováno pomocí soustavy kotevních tyčí a hydraulických cylindrů a navijáků. To je využíváno samozřejmě i při úpravách výšky spodní části bednění, která se v rámci mostních polí liší až o 1,25 m. Stejně jako bednění využité v rámci vozíku letmé betonáže je vnitřní bednění mostu tvořeno nosníkovou konstrukcí TOP 50 doplněnou třívrstvými bednicími deskami. Jednotlivé bednicí celky jsou po menších částech snadno přesunovány do dalších záběrů a není nutné je vždy rozebírat a znovu kompletovat. Zakončení mostovky je, na rozdíl od běžného postupu letmé betonáže, realizováno ve dvou krocích: 42 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

45 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY 4 5 nejprve je vybetonována spodní část mostu s trámy, následně je vyhotovena mostovka a vozík couvne do startovní polohy na pilířích. Zde přijdou ke slovu speciální navijáky, které spustí spodní bednění a vozík je částečně rozebrán. Z hotové mostovky jsou pak za pomoci těžkých mobilních jeřábů jeho části přesunuty na zárodek druhého mostu, kde je zkompletován a připraven pro betonáž druhé podélné poloviny mostu, která bude probíhat totožně. VELKÝ SKOK PRO DÁLNIČNÍ DOPRAVU Stavba nového mostu Lahntal je výraznou pomocí pro německou dálniční síť, která začíná pociťovat nedostatečnou kapacitu a zastarávání infrastruktury. Jasně se to ukázalo při rekonstrukcích stávajícího mostu v letech 1981 a 2005, kdy limitovanou průjezdnost silně pocítila okolní infrastruktura. Rozhodnutí vybudovat nový, vysokokapacitní most je opodstatněné. Podle odhadů bude již za deset let kvůli navyšování dopravy po nově vybudovaném mostě každý den projíždět automobilů, z nichž budou tvořit plně naložené kamiony. Architektonický návrh Realizace Dodavatel bednění Bürogemeinschaft Konstruktionsgruppe Bauen Architekturbüro Karl + Probst Max Bögl Stiftung & Co. KG Doka Radek Syka Česká Doka bednicí technika, spol. s r. o. radek.syka@doka.com 6 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 43

46 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY BEDNĚNÍ A DETAILY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ ČÁST 10 Petr Finkous Výstavba nových mostů v ČR se po letech půstu opět začíná rozbíhat. Navrhnout tvar a způsob provádění je úkolem projektanta, který musí zohlednit mnoho faktorů, jako je např. výška mostu nad terénem, únosnost a členitost terénu, dostupnost jednotlivých míst pod budoucí konstrukcí, její rozpětí a mnoho dalších. Převažujícím materiálem mostních konstrukcí je beton a ocel. Prefabrikované železobetonové nosníky jsou velmi vhodným způsobem řešení některých mostů a nadjezdů např. při rekonstrukci D1, nicméně i ty mají své limity. V následující fotogalerii jsou zobrazeny různé způsoby výstavby mostů, kdy je beton, ať již pro celou konstrukci, či pro její část (spřažené ocelobetonové mosty), ukládán přímo na stavbě. 1a 1b Obr. 1 Opěry a pilíře: a) opěra u mostu přes dálnici D3 na železniční trati Tábor-Sudoměřice, b) pilíře na témže úseku Obr. 2 Založení na kombinaci lehké a těžké skruže Mokré Lazce: a) celkový pohled, b) ocelový rošt bednění pro dvoutrámový most, c) detail krajního pole Výstavba mostu začíná, tak jako u každé jiné konstrukce, založením v zemi. Vzhledem k velké koncentraci zatížení se většinou jedná o pilotové založení. Následují základové konstrukce a pak již viditelné konstrukční prvky opěry a pilíře. Pro ilustraci je na obr. 1a zachycena ve fázi výstavby poměrně složitá opěra a na obr. 1b zabedněný pilíř. Jsou to konstrukční prvky označované jako spodní stavba. V tomto vydání se však budeme věnovat vrchní stavbě, a to způsobu dočasného podepření bedněné monolitické konstrukce mostovky nebo její části. Lehká skruž je způsob podepření budoucí mostovky, kdy se zakládá na dostatečně únosném terénu, případně se únosnost terénu zvyšuje pomocí hutnění, štěrkových loží, panelů apod. Tuto skruž lze zpravidla montovat bez pomoci jeřábu, neboť se jedná o lehké lešenářské komponenty. Mostovka (deskové a trámové mosty) se následně tvaruje pomocí systémových ocelových a dřevěných nosníků s příslušenstvím (obr. 2). 2b 2a 2c 44 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

47 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY 3a 3b 3c Těžká skruž je způsob podepření mostovky, kde jsou pomocí masivnějších horizontálních ocelových profilů překlenovány větší vzdálenosti a následně je koncentrované zatížení přenášeno do skruže. Tyto skruže bývají velmi masivní a musí se montovat s pomocí jeřábu. Používají se obvykle tam, kde není možno zakládat lehkou skruž v celé ploše (únosnost terénu, průjezdný profil, řeka atd.). Nutností je opět zajistit dostatečně únosné podloží, příp. se dá využít základových konstrukcí pilířů a opěr (obr. 3). Obr. 3a,b,c Podepření těžkou skruží podepření mostu v havarijním stavu na D1 u Hvězdonic pomocí těžkého podskružení z věží systému VST Obr. 4 Betonáž po taktech s postupným výsuvem mostovky: a) připravená výrobna s bedněním a ocelový nos mostovky, stav při betonáži prvního taktu, b) most vysunutý cca do 1/3, c) bednicí forma na odbedňovacím roštu, d) vnitřní posuvné bednění mostovky 4a 4b 4c Vysouvané konstrukce mostů se používají zpravidla tam, kde není možno budoucí konstrukci mostovky podpírat zespodu. Na jedné straně budoucího mostu se postaví výrobna, což je v podstatě pohyblivá bednicí forma. Před betonáží první části mostu se na čelo mostovky připevní vodicí ocelový profil, který se následně zmonolitní. Jakmile je beton dostatečně vyzrálý a konstrukce je již příp. předepnuta, celý takto odlitý úsek mostu se vysune směrem k druhé podpěře. Následně se opět zabední další úsek a v takovýchto krocích se most postupně vysouvá (obr. 4). 4d 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 45

48 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY 5a 5c 5b 5d Letmá betonáž se používá ze stejných důvodů jako výsuv mostu, např. kvůli výšce, vodnímu toku atd., jen postup výstavby je jiný. Krajní pole se obvykle založí na některém typu skruže. Výstavba mezilehlého pole probíhá vždy od pilíře symetricky na obě strany. Tzn. po zabetonování pilíře a zárodku mostovky nad pilířem, kde jsou osazeny veškeré potřebné kotevní body, se osadí nosná konstrukce bednění tzv. vozík a bednění samotné. Od zárodku se postupně začíná betonovat obvykle v krocích (lamelách) maximálně do 6 m. Jakmile se vybetonuje lamela, bednění se oddálí od betonu, celá nosná konstrukce se posune do nově vybetonovaného pole, bednění se osadí do správné pozice, následuje armování, betonáž a předpínání. Takto se postupuje až do fáze, kdy se k sobě přiblíží krajní lamely a dobetonávkou dvou krajních lamel vznikne kompletní mostní pole (obr. 5). Zavěšené konstrukce mostu nejsou až tak častým případem, nicméně se občas objevují. Používají se v případě složitější geometrie, příp. v situacích, kdy není ekonomicky výhodné uvažovat o letmé betonáži či výsuvu a zároveň není možné zakládat skruž pod budoucí mostovkou. Nosná konstrukce je tedy nad budoucí mostovkou a veškeré zatížení od bednění a čerstvého betonu je do ní přenášeno ocelovými táhly. Tento způsob se používá také při rekonstrukcích mostů, kdy se takto zdvihají jednotlivá pole, aby bylo možno např. vyměnit ložiska mostů (obr. 6). Obr. 5 Letmá betonáž ze zárodku nad pilířem se v taktech betonuje symetricky na obě strany: a) celkový pohled na Makov (SVK), b) krajní pole na lehké skruži, c) zabedněný betonážní takt, d) první betonážní takt mostovky od zárodku nad pilířem Obr. 6 Vyvěšené bednění pro budoucí mostovku: a) celkový pohled na bedněnou konstrukci mostu u Zátaví a způsob zavěšení, b) bednění opěrných stěn, c) pohled zespodu 6a 6b 6c 46 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

49 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE MATERIALS AND TECHNOLOGY 7a 7b 7c Obr. 7 Spřažená ocelobetonová konstrukce s proměnnou výškou ocelových nosníků: a) celkový pohled na most u Sokolova, b,c) zavěšené konzoly pro betonáž mostovky Obr. 8 Výsuv ocelové části mostu a následné zmonolitnění (spřažená konstrukce) pomocí spodem zavěšeného vozíku most Porubka Spřažené mostní konstrukce jsou také poměrně častým typem mostů, který využívá vynikající vlastnosti obou materiálů. Ocelové vazníky jsou na vrchní pásnici vybaveny spřahovacímy trny, které se při betonáži zmonolitní s mostovkou a zajišťují tak dokonalé spolupůsobení. Ocelová konstrukce se v případě kratších mostů osazuje přímo na místě, v případě delších mostů se zpravidla opět volí výsuv. Následně dochází ke zmonolitnění kratší mosty najednou (nebo na několikrát) pomocí napevno montovaných konzol pro bednění, delší mosty pomocí betonářských vozíků kotvených spodem, nebo s nasazením tzv. horního vozíku, kdy je nosná konstrukce pro bednění nad budoucí mostovkou a bednění je zpravidla zavěšeno (obr. 7 a 8). ZÁVĚR Mostařina je bezpochyby krásná a vážená profese. Vyžaduje zkušené odborníky jak na pozicích projektantů, stavbyvedoucích, dělníků, tak i na straně dodavatelů a jejich technologického vybavení. Během posledních let nebyly investice do dopravní infrastruktury, tedy i do výstavby nových mostů, vyrovnané. Firmy tak v cyklech čelily nedostatku, nebo naopak nadbytku kvalifikovaných pracovníků, což mělo za následek odliv odborníků z této části stavebního průmyslu. Doufejme, že příliv peněz do dopravní infrastruktury bude trvalejší a že se naše dálniční a železniční síť začne přibližovat evropské úrovni. Fotografie: společnost PERI, spol. s r. o. Ing. Petr Finkous PERI, spol. s r. o. petr.finkous@peri.cz 8a 8b 8c 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 47

50 AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS 60 LET PROF. ING. JANA L. VÍTKA, CSC., FENG. Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc., FEng., koncem června ve zdraví oslavil šedesáté narozeniny. Pracuje v akciové společnosti Metrostav jako expert na nosné konstrukce a zároveň je dlouholetým pracovníkem Fakulty stavební ČVUT. Snaží se využívat nové poznatky při výstavbě nových konstrukcí a na druhé straně přenášet zkušenosti ze stavební výroby do výuky na Fakultě stavební, kde přednáší problematiku předpjatého betonu a betonových konstrukcí a mostů. Od roku 2007, kdy byl v našem časopise uveden podrobný životopis prof. Vítka (Beton TKS 4/2007, pozn. redakce), se proces výstavby značně změnil. Vlivem nejrůznějších administrativních opatření se prosazování pokrokových konstrukcí a technologií velmi zkomplikovalo. Přesto se podařilo postavit některé zajímavé konstrukce, na kterých se prof. Vítek podílel. Na dálnici D8 byl postaven obloukový most přes Oparenské údolí. Na návrh Metrostavu se zvýšila kvalita betonu, což mělo za následek výrazné snížení objemu zejména oblouku, ale i dalších konstrukcí. Prof. Vítek se na projektu zabýval dále technologií výstavby oblouku včetně chlazení betonu během tuhnutí a tvrdnutí. Most byl postaven velmi rychle, dokončen byl již v roce 2010, avšak vlivem dalších okolností byl zprovozněn až koncem roku Most získal ocenění České betonářské společnosti a ECSN (Evropské sítě betonářských společností) (obr. 1). Další významnou stavbou je nový Trojský most v Praze. O tomto avantgardním projektu byly vedeny dlouhé diskuze od ukončení soutěže v roce 2006 až do začátku realizace v roce Most je staticky složitý a prof. Vítek pracoval na řadě technologických problémů spojených s výstavbou, např. na koncepčním řešení výstavby mostu, konstrukčním provedení přípoje prefabrikovaných příčníků, výsunu roštu mostovky, betonáži předpjatých táhel mostu z odolného betonu, betonáži patek ocelového oblouku samozhutnitelným betonem o pevnosti 100 MPa, velkoobjemové betonáži koncových příčníků mostu, a spolupracoval i na výstavbě ocelového oblouku. Most byl uveden do provozu v roce 2014 (obr. 2). V roce 2010 začal prof. Vítek společně s TBG Metrostav vyvíjet ultra vysokopevnostní beton (UHPC) za částečné podpory grantového projektu, který získal od MPO. Když se podařilo vyvinout materiál, hledala se možnost jeho aplikace na menším projektu. Divize 5 Metrostavu získala zakázku na stavbu zavěšené lávky přes Labe v Čelákovicích. Projekt předpokládal, že mostovka bude spřažená ocelobetonová. Realizační tým s významnou účastí prof. Vítka navrhl úpravu mostovky na celobetonovou segmentovou, kde byly segmenty vyrobeny z nově vyvinutého UHPC. Segmenty byly vyráběny v létě roku 2013 a do konce roku byla nosná konstrukce smontována. Po zimní přestávce byly provedeny dokončovací práce a lávka byla uvedena do provozu na jaře Lávka měla mimořádný ohlas i ve světě nejen díky nové technologii, ale též vlivem svého velkého rozpětí (156 m). Kromě několika národních ocenění získala první místo v soutěži ACI (American Concrete Institute) v kategorii infrastruktura v roce 2015 a též byla oceněna ECSN na jednání v Římě v roce 2016 (obr. 3). V roce 2011 byly na Moravě dokončeny předpjaté nádrže na pohonné hmoty. Poprvé u nás byly místo ocelových navrženy předpjaté betonové nádrže s laminátovou vystýlkou. Prof. Vítek se podílel na koncepčním řešení nádrží a na technologii výstavby, kde bylo hned několik zvláštností. Kompletně předpjaté válcové nádrže o průměru cca 50 m a výšce 20 m byly navrženy jako vodonepropustné. Po betonáži předpjaté základové desky se stěny betonovaly do posuvného bednění. Skořepinová střecha nádrží ve tvaru kulové úseče o hmotnosti cca t byla betonována na dně nádrží a zvedána do definitivní horní polohy, kde byla ukotvena. Stavba byla nominována na ocenění fib v roce 2014 (obr. 4). Prof. Vítek úspěšně spolupracuje s Fakultou stavební a Klok nerovým ústavem ČVUT zejména v oblasti aplikovaného výzkumu. Kromě již zmíněného vývoje UHPC se v rámci řešení výzkumných projektů prováděla řada měření, např. při betonážích masivních konstrukcí. Výsledkem byl vývoj betonů s malým vývojem hydratačního tepla, které byly využity např. při výstavbě výzkumného laserového centra v Dolních Břežanech. Rozsáhlý výzkum částečně podporovaný projektem CESTI pomohl realizovat drátkobetonové prefabrikované ostění železničního tunelu u Ejpovic. Prof. Vítek též vede bakalářské a diplomové práce a je školitelem doktorandů. Je členem vědeckých rad stavebních fakult v Praze, Brně a Ostravě a též členem vědecké rady Kloknerova ústavu. V roce 2011 byl též přijat do Inženýrské akademie ČR. Činnosti prof. Vítka jsou již dvacet let spojeny s Českou betonářskou společností (ČBS). V letech 1999 až 2006 byl jejím předsedou a až dosud působí jako místopředseda. ČBS se nyní zaměřuje na vytváření technických podmínek zaměřených na specializované problémy. Prof. Vítek se 1a 1b 2a 48 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

51 KABELOVÝ PROSTUP DILATAČNÍ SPÁRA ŘÍZENÁ SPÁRA PROSTUP POTRUBÍ PRACOVNÍ SPÁRA AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS Obr. 1a,b Most přes Oparenské údolí Obr. 2a,b Trojský most v Praze Obr. 3 Lávka z UHPC v Čelákovicích Obr. 4 Předpjaté betonové nádrže na pohonné hmoty v Loukově Obr. 5 TP ČBS: a) 04 Vodonepropustné betonové konstrukce, b) 05 Modul pružnosti betonu 3 v po slední době účastnil vytvoření TP ČBS pro návrh vodonepropustných konstrukcí (obr. 5a), které jsou doplněným překladem německé směrnice, a zcela původních TP ČBS na téma modulu pružnosti betonu, které mají za cíl umožnit specifikaci a kontrolu modulu pružnosti, což žádný jiný předpis neumožňuje (obr. 5b). V současné době se podílí na přípravě TP ČBS pro návrh a realizaci konstrukcí z UHPC. Jeho mezinárodní činnost se soustřeďuje zejména na fib (Mezinárodní federace pro konstrukční beton). Od roku 1995 je členem pracovní skupiny zabývající se mezními stavy použitelnosti, od roku 2010 je jejím předsedou. V roce 2016 byl zvolen do funkce předsedy komise 2, Analysis and design (Analýza a navrhování), která je největší z deseti komisí zabývajících se různými specifickými problémy betonových konstrukcí. Ve fib je nyní hlavní prioritou příprava nového Model Codu s pracovním označením MC 2020, který se bude zabývat kromě návrhu nových betonových staveb i problémy s vyhodnocením, úpravami a rekonstrukcemi existujících konstrukcí. V rámci střední Evropy prof. Vítek dlouhodobě spolupracuje s kolegy z Maďarska, Rakouska, Chorvatska a od roku 2013 též z Polska na přípravě středoevropských kongresů na téma betonových konstrukcí známých jako CCC. Hlavní snahou prof. Vítka je, aby se betonové konstrukce navrhovaly účelně a ekonomicky, s důrazem na trvanlivost i estetiku. Tím se též vyhoví i v současné době požadovaným kritériím pro udržitelný rozvoj. Snaží se k tomu využívat výsledky výzkumné činnosti a zkušeností získaných ze zahraničí. Pokud je třeba, zve ke konzultacím přední odborníky od nás i ze zahraničí. Do budoucna má zájem prosazovat nové technologie využívající pokrokové materiály a vedoucí ke zkvalitnění a zrychlení stavebního procesu. To bude též předmětem nového výzkumného projektu podporovaného MPO, který získal se spoluřešiteli ČVUT a TBG Metrostav, s. r. o. Prof. Vítek dosáhl vynikajících výsledků a uznání na mezinárodní úrovni. Vyniká širokým přehledem v oboru, exaktním myšlením a intuicí, skvělou orientací jak v teoretické oblasti, tak i v praktických aplikacích, což je v současnosti výjimkou. Prof. Vítek má dvě dcery a dva vnuky. Volný čas se snaží trávit s nimi. V letním období nabírá síly při jízdě na kole a v zimě při alpském lyžování. K jeho životnímu jubileu mu přejeme hodně úspěchů v další výzkumné i realizační činnosti a též mnoho radosti a spokojenosti v rodinném životě. Vladimír Křístek 2b 4 5a 5b Česká betonářská společnost ČSSI Česká betonářská společnost ČSSI TP 04 TP 05 Technická pravidla ČBS 04 VODONEPROPUSTNÉ BETONOVÉ KONSTRUKCE PŘEKLAD NĚMECKÉ SMĚRNICE A KOMENTÁŘE σ Technická pravidla ČBS 05 MODUL PRUŽNOSTI BETONU E 1 ε /2017 technologie konstrukce sanace BETON 49

52 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH MODELY PRO ANALÝZU KROUCENÍ MASIVNÍCH BETONOVÝCH PRVKŮ MODELS FOR ANALYSIS OF TORSION OF MASSIVE CONCRETE ELEMENTS Vladimír Křístek, Jaroslav Průša, Jan L. Vítek Podle současně používaných návrhových metod výpočtu stavu napětí vyvolaného kroucením masivních prizmatických betonových konstrukčních prvků je systém redukován na jednoduchou klec skládající se z táhel a vzpěr. Tento model má však řadu zásadních nedostatků. Hlavním z nich je skutečnost, že torzní účinky nejsou uvažovány spolu s interakcí ostatních současně působících vnitřních sil (axiální síly, ohybové momenty a smykové síly). Např. současně působící tlakové axiální síly velmi výrazně zvyšují kapacitu průřezu pro přenos krouticího momentu na konstrukčním prvku, a naopak působení tahové síly, ohybových momentů a posouvajících sil kapacitu průřezu v kroucení redukuje. Tyto jevy jsou analyzovány a hodnoceny za použití pokročilých nelineárních přístupů. According to the common design methods of calculation of the stress state induced by torsion of massive prismatic concrete structural elements, the structural system is reduced to a simple cage consisting of ties and struts. This model has, however, a number of principal shortcomings, the most significant being the fact that interaction of torque and other acting effects like axial forces, bending moments and shear forces are not taken into account. The compressive axial forces increase very significantly the torque capacity of the structural member, while tensile forces, bending moments and shear forces reduce the torque capacity. These phenomena are analysed and assessed, applying non-linear approaches. Výpočet únosnosti železobetonových konstrukcí se u nás řídí evropskou normou ČSN EN , která v kap odst. (3) uvádí: Únosnost průřezu v kroucení lze vypočítat za předpokladu tenkostěnného uzavřeného průřezu, u kterého je rovnováha zabezpečena uzavřeným smykovým tokem (obr. 1b). Plné průřezy lze modelovat ekvivalentními tenkostěnnými průřezy. Náhradní tenkostěnný průřez (obr. 1b) vzniká vypuštěním jádra průřezu jeho vnější hrana je lemována efektivní tloušťkou t ef. Model na obr. 1a je v tomto článku dále označován jako klecový model, který se využívá k návrhu výztuže při působení v mezním stavu únosnosti. Jeho zásadním nedostatkem je nerespektování skutečného tvaru průřezu, jelikož pro stanovení dimenzí ekvivalentního tenkostěnného průřezu (klecového modelu) je rozhodující pouze plocha uzavřená střednicí náhradního průřezu bez ohledu na jeho tvar (obr. 1b). Smykový tok obíhá průřez ve stálé hodnotě (obr. 1b). Efektivní tloušťka stěny náhradního průřezu t ef (obr. 1b) je podle ČSN EN dána vzorcem: t ef = A/u, (1) kde A je plocha průřezu a u obvod průřezu, což lze pro obdélníkový průřez zapsat jako: t ef = dt / 2(d + t), (2) kde d je délka delší strany obdélníkového průřezu a t délka jeho kratší strany (obr. 2 a 4). Pro čtvercový průřez (obr. 1c), kde platí d = t = a, vychází podle vztahu (2) efektivní tloušťka t ef = a/4. Už takový náhradní průřez, jehož plocha je 75 % plochy celého průřezu (na jádro tedy zbývá jen 25 %!), samozřejmě vůbec nelze považovat za tenkostěnný. Situace se však stává ještě daleko horší, pokud obdélníkový průřez má protáhlý tvar, tj. platí poměr d > t. Označíme-li c = d/t, potom pro rostoucí c dostáváme: lim t ef = c, (3) což znamená, že v limitě efektivní tloušťka zaplní celý průřez (obr. 2). Je třeba připomenout, že s rostoucím poměrem c narůstá efektivní tloušťka extrémně rychle, např. již pro c = 5 vychází t ef = 0,42 t, tedy hodnota velmi blízká 0,5 t znamenající zaplnění celého průřezu efektivní tloušťkou (obr. 2). Lze tedy prohlásit, že náhradní tenkostěnný průřez podle ČSN EN vůbec tenkostěnný není a ani z hlediska použití vztahu t ef = A/u být nemůže. Podle metodiky fib MC2010 kap Kroucení [4] se dokonce doporučuje stanovit efektivní tloušťku stěny náhradního průřezu t ef jako 1/8 průměru kružnice vepsané do nejužší části obrysu průřezu podle obr. 3a. Otrocké použití této metodiky, vedoucí ke zřejmým nesmyslům, naznačuje obr. 3b. Proto metodika uvedená v MC2010 současně předpisuje též minimální hodnotu efektivní tloušťky stěny náhradního tenkostěnného průřezu t ef, a to jako dvojnásobek vzdálenosti mezi povrchem betonového průřezu a středem prutů podélné výztuže. Toto doporu- 1a 1b 1c Původní průřez Náhradní tenkostěnný průřez 2 3a 3b 50 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

53 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH čení má logiku, neboť v takto vytvořeném náhradním tenkostěnném průřezu, resp. klecovém modelu, výztuž leží v blízkosti středu tloušťky stěny náhradního tenkostěnného průřezu; v předpokládaném systému, tvořeném ocelovými táhly výztuže a tlačenými betonovými vzpěrami o tloušťce t ef, tudíž leží síly v těchto táhlech a vzpěrách v téže rovině. KROUCENÍ LINEÁRNÍ REŽIM Až do dosažení meze linearity působí prut podle Saint-Venantovy klasické teorie kroucení. Průřez nezůstává rovinný deplanuje. Napětí vznikají pouze smyková nejvyšší hodnoty jsou dosaženy na povrchu ve středu delší strany obdélníkového průřezu (obr. 4). V tomto stavu není podélná a příčná betonářská výztuž od kroucení vůbec namáhána, jelikož směry hlavních napětí vyvolaných kroucením jsou od směrů výztuže odkloněny, takže ve výztuži nevzniká žádná tendence délkových deformací a z toho vyplývajících napětí τ. Podle Saint-Venantovy teorie kroucení je nejvyšší hodnota smykového napětí τ vyvolaná krouticím momentem M k dosažena ve středu delší strany obdélníkového průřezu tloušťky t (obr. 4) a má hodnotu: Mk = td, (4) 2 kde součinitel γ lze uspokojivě aproxi - mo vat vztahem γ = 0, ,05 ln (d/t), přičemž d je delší strana obdélníku (obr. 4). Na příkladu jsou porovnány výsledky modelu založeného na náhradním tenkostěnném průřezu s přesným řešením. Prvek o dané průřezové ploše 16 m 2 je zatížen krouticím momentem M k, jehož velikost je zvolena tak, aby ve středu strany čtvercového průřezu rozměrů 4 4 m, který považujeme za referenční, vznikalo podle Saint-Venantovy teorie kroucení smykové napětí τ = 1 MPa. Tento krouticí moment má hodnotu M k = τ γ t 3 = Nm , (4 m) 3 = 13,32 MNm; pro další výpočty bude tento krouticí moment uvažován jako referenční. Výsledné porovnání výsledků modelu založeného na náhradním tenkostěnném průřezu s přesným řešením ukazuje obr. 5. Prokazuje se tak, že model definovaný v ČSN EN značně nadhodnocuje torzní únosnost průřezu, neboť v oblasti u středu delší strany obdélníkového průřezu dává hodnoty napětí značně nižší než skutečné, tedy dává výsledky nebezpečné. Důvodem je, že ve skutečnosti je smykové napětí podél obvodu průřezu proměnné (např. v rozích průřezu je nutně nulové), kdežto u klecového modelu obíhá kolem průřezu v konstantní velikosti (obr. 1b). Model náhradního tenkostěnného průřezu tak posouvá krouticí moment na mezi vzniku trhlin mnohem výše, než je tomu ve skutečnosti. Tento rozdíl vzrůstá s rostoucím poměrem delší strany ke kratší straně (průměrná hodnota tohoto rozdílu pro řešený případ je 151 % přesného řešení). Model definovaný v ČSN EN je tedy pro stanovení velikosti nejvyššího smykového napětí v betonu a krouticího momentu na mezi vzniku trhlin nejen nesprávný, ale i nebezpečný. Pokud kroucený prvek může volně deplanovat, potom v něm vznikají pouze napětí smyková. Je-li však v nějakém průřezu této deplanaci zabráněno (např. ve vetknutí mostního oblouku do masivního podporového bloku), vznikají v tomto průřezu bimomenty vyvolávající doplňková axiální normálová napětí. Intenzita tohoto jevu velmi závisí na poměru délek stran průřezu (obr. 6). Oblast významného zasažení tímto jevem odpovídá zhruba tloušťce (menšímu rozměru) obdélníkového průřezu. Např. pro předchozí případ prvku o dané průřezové ploše 16 m 2, který je zatížen krouticím momentem M k = 13,32 MNm, je nejvyšší normálové napětí σ depl ve vetknutém průřezu vyznačeno na obr. 6: např. pro poměr c = d/t = 5 dosahuje pro zatížení krouticím momentem M k = 13,32 MNm toto doplňkové napětí betonu v rozích průřezu hodnoty cca 3,2 MPa (střídavě tlak a tah v pro- Obr. 1 a) Klecový model [6], b) obecný náhradní tenkostěnný průřez [7], c) původní čtvercový a náhradní tenkostěnný průřez Fig.1 a) Cage-shaped model [6], b) general thinwalled equivalent section [7], c) original square cross-section and equivalent thin-walled section Obr. 2 Náhradní tenkostěnný průřez podle ČSN EN Fig. 2 Equivalent thin-walled cross section according to the ČSN EN Obr. 3 a) Stanovení náhradní tloušťky podle MC2010, b) nesprávná aplikace Fig. 3 a) Specification of the equivalent thickness according to MC2010, b) incorrect application Obr. 4 Rozložení smykových napětí v masivním průřezu při zatížení kroucením Fig. 4 Distribution of shear stresses in the massive cross section loaded by torsion Obr. 5 Porovnání velikosti smykových napětí na obdélníkovém průřezu dané průřezové plochy 16 m 2 dle Saint-Venantovy teorie a dle modelu náhradního tenkostěnného průřezu Fig. 5 Comparison of shear stress values in rectangular cross section of given cross sectional area 16 m 2, calculated according to Saint-Venant s Principle and according to the model of equivalent thinwalled section 4 5 Smykové napětí podle Saint-Venantovy (Prandtlovy) funkce Smykové napětí podle metody náhradního tenkostěnného průřezu 3,0 d (větší rozměr) Smykové napětí v průřezu od kroucení [MPa] 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 t (menší rozměr) 0, Poměr d/t [-] 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 51

54 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 6 Podélné napětí [MPa] Podélné napětí vyvozené potlačením deplanace průřezu Poměr výšky ku šířce průřezu (d/t) [-] Obr. 6 Závislost podélných napětí σ depl vyvozených bimomenty na poměru stran průřezu (A = 16 m 2, M k = 13,32 MNm) Fig. 6 Relationship between axial normal stresses σ depl induced by bimoments and ratio of the width and thickness of the cross section (A = 16 m 2, M k = MNm) Obr. 7 Nelineární analýza nevyztuženého segmentu při kroucení vývoj trhlin a rozdělení hlavních napětí Fig. 7 Nonlinear numerical analysis of the unreinforced element under torsion crack development and principal stress distribution 7 8 Torzní moment M k [knm] Diagram torzní moment úhel zkroucení (M k -Φ) Pouze kroucení Kroucení + tlak 4 MPa ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 Úhel zkroucení Φ [mrad] tilehlých rozích průřezu). Toto doplňkové tahové napětí by mohlo být při návrhu reálné konstrukce významné a mělo by s ním být při návrhu plochy betonářské výztuže uvažováno. Tento jev samozřejmě není schopen vůbec postihnout model založený na náhradním tenkostěnném průřezu (klecový model). Prokazuje se, že doplňková axiální normálová napětí mohou zejména u protáhlých průřezů dosahovat nezanedbatelných hodnot; doplňková napjatost však není v současných návrhových postupech vůbec brána v úvahu. KROUCENÍ NELINEÁRNÍ REŽIM Skutečné působení krouceného prvku obdélníkového průřezu lze uvažovat tak, že až do vzniku tahových trhlin působí prut jako celek se vznikem smykových napětí podle Saint-Venantovy klasické teorie kroucení, tzn. že nejvyšší napětí na povrchu vzniká ve středu delší strany obdélníkového průřezu. Až do doby, než dosáhne hlavní napětí pevnosti betonu v tahu, působí průřez lineárně, jak bylo ukázáno v předchozí kapitole. Pokud je pak hlavní tahové napětí vyšší než pevnost betonu, nastává nelineární působení průřezu. Přitom první známky dosažení porušení nastávají jen ve velmi malém úseku uprostřed šířky delší strany obdélníku (obr. 7). Nejen celé jádro průřezu, ale i celá zbývající část obvodu stále může přenášet další napětí bez porušení. Např. oblasti kolem rohů průřezu jsou zcela nevyužity. V numerickém modelu v programu ATENA bylo zkoumáno nejprve chování betonového nevyztuženého prvku o rozměrech 5 1 m zatíženého: pouze kroucením, kroucením a současně působícím tlakovým namáháním o velikosti 4 MPa. Po dosažení vzniku prvních trhlin ve středu delší strany průřezu únosnost zcela nevymizí, neboť se mobilizují ostatní části průřezu (redistribuce vnitřních sil po průřezu). Dochází k poklesu přenášeného krouticího momentu, ale ne zcela (obr. 8). Podrobně je tento jev diskutován v řešeném příkladu v kap. Praktická aplikace: u prutu pouze krouceného poklesne přenášený torzní moment na cca 20 % maximální hodnoty (černá čára na obr. 8), u prutu krouceného a současně tlačeného poklesne přenášený torzní 9 Napětí v příčné betonářské výztuži f yk 0 vznik trhlin mezní přetvoření betonu ε cu moment na cca 70 % maximální hodnoty (červená čára na obr. 8). Tento jev není model náhradního tenkostěnného průřezu taktéž schopen postihnout. V případě železobetonového krouceného prvku je vývoj namáhání naznačen schematicky na obr. 9. Příčná výztuž se začne do působení zapojovat, teprve až hlavní napětí překročí pevnost betonu v tahu, což nastane při relativně vysoké hodnotě zatěžujícího krouticího momentu. Na obr. 9 je schematicky ukázán vývoj napětí v příčné výztuži vyvolaného kroucením, kdy mobilizace příčné výztuže nastává až pro krouticí moment větší, než je krouticí moment na mezi vzniku trhlin. Až do dosažení pevnosti betonu v tahu v nejexponovanějším místě není výztuž, umístěná podélně a příčně, do této úrovně zatížení vůbec namáhána. Teprve potom, až hlavní napětí v tahu překročí pevnost betonu mezní přetvoření oceli ε su Osa x Deformace ε 52 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

55 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Obr. 8 Únosnost v kroucení při zatížení jen krouticím momentem a krouticím momentem v interakci s tlakem Fig. 8 Load carrying capacity in torsion under the loading by torsion only and under the loading by torsion and compression Obr. 9 Schéma vývoje napětí v příčné výztuži v závislosti na deformaci od kroucení Fig. 9 Scheme of development of stress in transverse reinforcement in dependence on the strain induced by torsion Obr. 10 Nárůst kapacity v kroucení v závislosti na tlaku v průřezu Fig.10 Increase of the capacity in torsion in dependence on the compression in the section Obr. 11 Předpjatý prvek namáhaný kroucením Fig. 11 Prestressed member exposed to torsion 10 Násobek kroutícího momentu na mezi vzniku trhlin M k,1 pro tlak 0 MPa 280% 260% 240% 220% 200% 180% 160% 140% 120% 100% Násobek torzního momentu na mezi vzniku trhlin M k,1 pro tlak 0 MPa Tlakové napětí [MPa] 11 v tahu (při kroucení je zde víceosá napjatost hlavní napětí v tahu a na ně kolmé hlavní napětí v tlaku), se postupně může začít mobilizovat klecový model výztužná klec s tlakovými betonovými diagonálami. To se však děje postupně, od středu delší strany obdélníkového průřezu. Je třeba připomenout, že systém je mnohonásobně vnitřně staticky neurčitý, a proto se při výskytu slabšího místa zapojí do působení okolní dosud neporušené vazby (uplatňuje se redistribuce namáhání po průřezu). Klecová funkce (tj. tahové působení výztuže a předpokládaných tlakových betonových vzpěr) nezačne fungovat v celém rozsahu obvodu průřezu ihned po dosažení pevnosti v hlavních tahových napětích na povrchu ve středech delších stran, ale jen právě v této malé oblasti a její rozsah se postupně zvětšuje s přírůstkem namáhání. Ve zbývajících trhlinami neporušených částech průřezu působí stále betonový průřez, neboť napětí uvnitř prvku jsou nižší (rapidně se snižují při postupu dovnitř průřezu, obr. 4). KROUCENÍ & TLAK A OHYB Při namáhání prostým kroucením v lineárním režimu vznikají v konstrukčním prvku pouze smyková napětí. Hlavní napětí jsou rovna smykovým napětím. Když však na prvek působí současně též axiální napětí vyvolaná působící axiál ní silou nebo ohybovým momentem, nastává změna velikostí a orientace hlavních napětí. Pro jejich výpočet platí známý vztah: 2 x = ± x + 2 1, (5) 2 2 kde σ x je normálové napětí a τ smykové napětí od účinků kroucení, popř. též od posouvající síly. Je-li zadána přípustná hodnota hlavního napětí v tahu (f ct ), potom při daném normálovém napětí σ x příslušném axiálnímu a ohybovému namáhání lze vyjádřit odpovídající přípustné smykové napětí [2]: ( ) = f f (6) ct ct x a odtud (v případě že je průřez namáhán současně působící normálovou silou) krouticí moment na mezi vzniku trhlin M k1 = τ γ t 2 d. Označíme-li: k = σ x / f ct, (7) dostáváme pro krouticí moment na mezi vzniku trhlin: 2 M = f t d 1+ k = M 1+ k k1 ct k0, (8) kde M k0 = f ct γ t 2 d je krouticí moment na mezi vzniku trhlin pro případ bez axiálního zatížení. Je zřejmé, že pokud je průřez současně s kroucením zatížen též osovým tlakem (σ x < 0), dochází k velmi výraznému nárůstu jeho torzní únosnosti, tj. krouticí moment na mezi vzniku trhlin se velmi významně zvýší. Konkrétně při osovém tlaku o velikosti pouhého 1 MPa jsou pro průřezy téměř nezávisle na poměru délek jejich stran hodnoty tohoto zvýšení na úrovni cca 128 % krouticího momentu na mezi vzniku trhlin M k0 odpovídajícího prostému kroucení určeného podle Saint-Venantovy funkce; v případě osového tlaku 4 MPa dosahuje toto zvýšení dokonce až 186 % této hodnoty [2] (obr. 10, zkoumané průřezy mají poměr stran 1:1 až 1:8). V případě osového tahu naopak dochází k dramatickému poklesu torzní únosnosti průřezu. Hodnoty byly spočítány pro betonový průřez bez uvažování výztuže. Tento účinek se samozřejmě projevuje stejným způsobem též u předpjatých konstrukčních prvků, které jsou současně namáhány kroucením (obr. 11). Tahové napětí v důsledku působení tahové síly v průřezu a stejně tak ohybové namáhání naopak vyvolávají snížení torzní únosnosti průřezu, které může být velmi významné, podobně jako je tomu v důsledku namáhání od působení posouvající síly [2]. 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 53

56 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Tab. 1 Vnitřní síly a zatěžovací sekvence ve výpočtovém modelu Tab. 1 Internal forces and loading sequences in structural model ZS1 vlastní tíha samotného oblouku ZS2 tíha stojek a nosné konstrukce ZS3 nahodilé zatížení N [kn] M y [knm] M k [knm] 0 N [kn] M y [knm] M k [knm] 0 N [kn] M y [knm] M k [knm] Torzní moment M k [knm] Diagram torzní moment zkroucení (M k -Φ) Charakteristická únosnost pro působící M k Charakteristická únosnost pro působící N+M k Charakteristická únosnost pro působící N+M k +M Účinky zatížení M k na konstrukci = reálné zatížení Obr. 12 Únosnost v kroucení při různých kombinacích namáhání Fig. 12 Load carrying capacity in torsion for different combinations of loading 0 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 Zkroucení Φ [mrad] PRAKTICKÁ APLIKACE POSOUZENÍ PRŮŘEZU MOSTNÍHO OBLOUKU Pro znázornění vlivu a významu všech ostatních složek vnitřních sil na torzní kapacitu průřezu na reálné konstrukci mostního oblouku byl zpracován konkrétní příklad, který je založený na projektu rekonstrukce jednoho většího dálničního obloukového mostu. Podrobným vyšetřením byl zjištěn průřez s extrémním namáháním, cca v 1/6 rozpětí oblouku. Ve sledovaném řezu (průřez rozměrů 8,62 1,5 m) působí kombinace vnitřních sil (charakteristické vzájemně odpovídající si hodnoty náležící k jednomu zatěžovacímu stavu): normálová síla N = kn, ohybový moment od ohybu ve svislém směru M y = knm, posouvající síla ve svislém směru V y = -203 kn, krouticí moment M k = knm. Aby nelineární výpočet po vzniku trhlin odpovídal realitě, bylo nutné přesně vystihnout historii postupného zatěžování mostního oblouku. Za tímto účelem byly odseparovány vnitřní síly pro jednotlivé fáze funkčního života konstrukce: zatížení od vlastní tíhy oblouku, přírůstek zatížení od stojek a nosné konstrukce, přírůstek zatížení od nahodilých zatížení. Materiálové vlastnosti použité ve výpočtu: tahová pevnost betonu f ctk,0.05 = 1,667 MPa, modul pružnosti E c = MPa, pevnost v tlaku f ck = 40 MPa. Pro průkaz vysokých rezerv únosnosti nebyl v této fázi výpočtu účinek betonářské výztuže respektován. Zatížení torzním momentem bylo vnášeno vynucenou deformací kroucením bylo tedy možné zachytit sestupnou větev pracovního diagramu. Byl použit numerický model vytvořený v programu ATENA [3]. Aby bylo získáno porovnání vlivu sekvence zatěžování a chronologického pořadí působení ostatních složek vnitřních sil na torzní kapacitu průřezu, byl tentýž výpočet proveden pro dvě další varianty: varianta zatížení průřezu pouze torzním momentem bez současného působení normálové síly a ohybového momentu, varianta s normálovou silou působící spolu s torzním momentem, ale bez současného působení ohybového momentu. Grafy znázorňující výsledky porovnávacích výpočtů jsou znázorněny na obr. 12. Jak je patrné z grafu znázorňujícího závislost torzního momentu na úhlu zkroucení, sklon křivek pro zatížení samotným torzním momentem a torzním momentem spolu s tlakovou normálovou silou je velmi podobný. Liší se však zásadně maximální hodnotou, která odpovídá torznímu momentu na mezi vzniku trhlin. To je v úplné shodě s výsledky obecné studie uvedenými na obr. 8. Zásadním zjištěním je skutečnost, že zatěžující krouticí moment na reálné konstrukci oblouku příslušející tomuto průřezu (M k = knm, vodorovná fia lová čára na obr. 12) je a to dokonce s řádovou rezervou snadno přenášen betonovým průřezem, a to stále ještě v lineárním režimu. Znamená to, že příčná výztuž by vůbec nebyla namáhána a nelineární režim by ve všech řešených zatěžovacích kombinacích nebyl mobilizován; klecový model se v tomto případě prokazuje jako zcela neadekvátní. U zatížení tlakovou normálovou silou a torzním momentem je moment na mezi vzniku trhlin výrazně posunut výše s ohledem na příznivé působení tlakové síly, která redukuje velikost hlavních tahů indukovaných kroucením. Po dosažení torzního momentu na mezi vzniku trhlin nastává pokles (ale nikoliv úplná ztráta) torzní kapacity průřezu. Toto zásadní zjištění prokazuje, že velmi významná část únosnosti zůstává trvale zachována díky postupné mobilizaci dalších částí betonového průřezu. U prvku zatíženého pouze torzním momentem je tato zbytková torzní kapacita průřezu rovna cca 20 % torzního momentu na mezi vzniku trhlin, zatímco u prvku namáhaného současně tlakovou silou a torzním momentem dosahuje zbytková kapacita velikosti dokonce cca 80 % torzního momentu na mezi vzniku trhlin. Tento výrazný rozdíl oproti namáhání pouze od torzního momentu je dán opět příznivým působením tlakové síly, která redukuje velikosti hlavních napětí od kroucení a napomáhá aktivaci okolních trhlinami dosud neporušených částí průřezu. Co se interakce normálové síly, ohybového a torzního momentu týká, tak zde má diagram M k -Φ průběh poněkud odlišný. Vzestupná větev je plošší a nárůst torzního momentu je pozvolný. Kolaps průřezu nastane ze všech ostatních režimů nejdříve. Vysvětlit to lze tím, že v tomto případě byla respektována reálná sekvence zatěžování průřezu, kdy spolu s normálovou silou byl aplikován ohybový moment, který odčerpával rezervu v hlavních napětích betonu. To, že v tomto příkladu uvedený moment na mezi vzniku trhlin je téměř to- 54 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

57 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH tožný s momentem na mezi vzniku trhlin pro průřez namáhaný pouze kroucením, je dílem náhodné souhry faktorů, kdy se příznivý vliv tlakové normálové síly vzájemně vyruší s nepříznivým vlivem ohybového momentu. U reálné konstrukce je proto vždy zapotřebí provést výpočet založený na skutečně zjištěných vnitřních silách a v sekvencích zatěžování odpovídajících realitě. Projektanti pro podrobné statické analýzy vnitřních sil v konstrukcích používají obvykle pokročilé a časově náročné přístupy založené na moderních finitních metodách (obvykle MKP). Pro návrh a posuzování průřezů však často preferují krajně zjednodušené modely, zhusta založené na překonaných předpokladech. Pro vyvážené projektování je však třeba věnovat těmto dvěma stupňům stejnou pozornost a úsilí. ZÁVĚR Model náhradního tenkostěnného průřezu, který po vzniku trhlin a aktivaci výztuže přechází do klecového modelu, má řadu principiálních rozporů se skutečností, zejména: nerespektuje skutečný tvar průřezu, rozhodující je zde pouze plocha uzavřená střednicí náhradního průřezu bez ohledu na jeho tvar, vztahy pro efektivní tloušťku náhradního průřezu dávají nereálné hodnoty; u velmi protáhlých průřezů tyto efektivní tloušťky zaplňují celou plochu průřezu, smykový tok v náhradním tenkostěnném modelu obíhá průřez ve stálé hodnotě, v rozích průřezu udává náhradní tenkostěnný model napětí, ale podle zákona o vzájemnosti smykových napětí tam musí být nutně napětí nulové, smykové napětí v náhradním tenkostěnném průřezu je počítáno jako v tenkostěnném uzavřeném průřezu, tj. rovnoměrně rozdělené po efektivní tloušťce, což neodpovídá skutečnosti, udává podceněné, tedy nebezpečné, hodnoty smykových napětí. Na metodice působení betonových průřezů při zatížení kroucením založené na náhradním tenkostěnném průřezu je nejzáludnější to, že je považována za správnou, přitom jak je ukázáno na obr. 5, tak tento model výrazně podhodnocuje hodnoty smykových napětí od kroucení, což je na straně nebezpečné. Míra podhodnocení je značná udává hodnoty nižší cca o třetinu oproti hodnotám podle Saint- -Venantovy funkce, která pro masivní obdélníkové průřezy bez výjimky platí, nerespektuje deplanaci průřezu, zejména její omezení, ignoruje vzniklé bimomenty a jim odpovídající doplňková normálová napětí, klecový model má tlusté stěny t ef ; výztuž potom (kromě modelu podle druhého kritéria doporučení metodiky MC2010) neleží uprostřed tloušťky stěny náhradního tenkostěnného průřezu (obr. 1b, c). Z tohoto důvodu v klecovém modelu, v předpokládaném systému tvořeném ocelovými táhly výztuže a tlačenými betonovými vzpěrami o tloušťce t ef, jsou síly v těchto táhlech a vzpěrách mimoběžné neleží v téže rovině; rovinnost tohoto systému je samozřejmě nutnou podmínkou jeho předpokládané funkce, klecový model úplně ignoruje poruchami nepostižené rozměrné jádro průřezu vypouští z působení oblast, kde jsou smyková napětí nejmenší jádro průřezu, zásadním nedostatkem tohoto přístupu je skutečnost, že úplně ignoruje současné působení dalších druhů namáhání, které zásadně ovlivní stav napětí a též způsob porušení (osové namáhání tlaková nebo tahová síla; ohybové namáhání poruší symetrii namáhání a způsob porušování (podobný efekt vyvozuje i posouvající síla)); tlaková síla velmi významně zvyšuje torzní únosnost, zatímco tahová síla, ohybové momenty a posouvající síly torzní únosnost redukují, výpočet prostým součtem výsledků výpočtů jednotlivých zatěžujících faktorů (ohybu, tahu nebo tlaku, smyku a kroucení) založených na často primitivních předpokladech (tedy v principu nelineárních) je samozřejmě z elementárních principů mechaniky zcela chybný, klecový model je založen na předpokladu plné funkce betonových tlakových vzpěr. Není definováno jak postupovat v případě, že beton v těchto vzpěrách není již plnohodnotný v důsledku současného působení dalších složek vnitřních sil (axiálních, ohybových a smykových), při návrhu betonových prvků je nezbytné mít na paměti rozdíl mezi metodikou posuzování nosníkových prvků namáhaných ohybem, u kterých se posuzuje trhlinami porušený průřez a z tohoto důvodu je potom předpoklad vyloučeného tahového působení průřezu oprávněný, a na Literatura: [1] KOVÁŘ, A. Theorie kroucení. Praha: Nakladatelství ČSAV, [2] PRŮŠA, J. Analýza reálného statického působení betonových obloukových mostů. Praha, Disertační práce. ČVUT v Praze, Fakulta stavební, Katedra betonových a zděných konstrukcí. [3] ČERVENKA, V. Numerický model ATENA. [4] fib Model Code for Concrete Structures Berlin: Ernst und Sohn, [5] TEPLÝ, B., ŠTEVULA, M., ROVNANÍKOVÁ, P. Nové trendy při navrhování a posuzování betonových konstrukcí ve vztahu k připravovaným změnám v EN 206 a fib Model Code. Beton TKS. 2017, roč. 17, č. 3, s. 49. [6] PRIESTLEY, M. J. N., SEIBLE, F., CALVI, G. M. Seismic design and retrofit of bridges. New York: John Wiley & Sons, [7] ČSN EN , ed. 2. Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby. Praha: ÚNMZ, druhé straně metodikou posuzování prvků namáhaných čistě kroucením, kdy naprostá většina průřezu zůstává při běžných hladinách namáhání tahovým porušením netknuta. Torzní účinky, jako významná složka namáhání betonových konstrukčních prvků, představují závažnou problematiku při navrhování a posuzování betonových konstrukcí, jejíž řešení je v současné době velmi aktuální ve vztahu k připravovaným změnám v celé soustavě evropských norem (Eurokódů) a ve fib Model Code, jak je podrobně diskutováno v [5]. Prezentované výsledky souvisí s řešením grantového projektu GAČR č S a projektu CESTI (č. TE ) podporovaného TAČR. prof. Ing. Vladimír Křístek, DrSc., dr.h.c., FEng. Fakulta stavební ČVUT v Praze vladimirkristek@seznam.cz Ing. Jaroslav Průša, Ph.D. JLP creative, s. r. o. prusa.jaroslav@jlpcreative.cz prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc., FEng. Metrostav, a. s. & Fakulta stavební ČVUT v Praze jan.vitek@metrostav.cz Text článku byl posouzen odborným lektorem. The text was reviewed. 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 55

58 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH VÝSLEDKY DOSAVADNÍHO SLEDOVÁNÍ MOSTU PŘES ÚDOLÍ CHOMUTOVKY NA SILNICI I/27 U OBCE VELEMYŠLEVES RESULTS OF EXISTING MONITORING OF BRIDGE OVER CHOMUTOVKA VALLEY ON ROAD I/27 AT VELEMYŠLEVES Lukáš Vráblík, Petr Bouška, Miroslav Vokáč Mostní konstrukce přes údolí Chomutovky na přeložce silnice I/27 u obce Velemyšleves svým rozsahem, geometrickými parametry (délka polí, výška pilířů) a postupem výstavby patří do skupiny významných mostních konstrukcí, které jsou dlouhodobě sledovány. V případě této konstrukce se jedná o kombinaci dlouhodobého měření jejích deformací (vývoj dlouhodobých průhybů) a sledování vývoje poměrného přetvoření na instalovaných tenzometrech na nosné konstrukci a rámových stojkách. Článek seznamuje s výsledky dosavadního měření během výstavby mostu a po uvedení do provozu. The bridge structure over the Chomutovka valley on the road I/27 bypass near the village of Velemyšleves belons for its range, geometrical parameters (length of the spans, height of piers) and construction process in the group of significant bridge structures, where long-term monitoring is realized. In the case of this individual structure, it is a combination of long-term measurements of its deformations (development of long-term deflections) and monitoring the development of strain on the installed strain gauges on the superstructure and the frame supports. The article describes results of the existing measurements during the construction process of the bridge and after being put into operation. POPIS KONSTRUKCE MOSTU Sledovaná mostní konstrukce je hlavní částí přeložky silnice I/27 u obce Velemyšleves, která byla uvedena do provozu v listopadu roku Jedná se o 538 m dlouhou konstrukci vedenou vzhledem ke konfiguraci terénu a výškovému umístění trasy v maximální výšce nad terénem cca 36 m. Charakter překážky a umístění trasy vedlo k návrhu jedné spojité konstrukce. V její střední části v místě maximální výšky komunikace nad terénem a křížení říčky Chomutovky je konstrukce navržena jako spojitá rámová s tuhým spojením nosné konstrukce a rámových stojek tvořených dvojicí pilířových listů. Konstrukce je z hlediska délek jednotlivých polí navržena jako symetrická podle osy hlavního pole. Rozpětí hlavního pole je 120 m, přilehlá pole mají délku 90 m. Krajní pole mají délku 45 m, resp. 65 m. 1 Nosná konstrukce je tvořena komorovým příčným řezem proměnné výšky. V prvním, druhém, šestém a sedmém poli je výška nosné konstrukce 2,6 m. Směrem k pilíři P3 (resp. P6) je navržen parabolický náběh výšky příčného řezu z 2,6 na 3,75 m. Stejně jako u pilíře P2 (resp. P7) dochází i u pilíře P3 (resp. P6) ke zvětšení tloušťky stěn a spodní desky. Nad pilíři jsou navrženy příčníky zajišťující dostatečnou tuhost konstrukce v místě jejího uložení na ložiska. Hlavní část nosné konstrukce přecházející říčku Chomutovku je navržena jako sdružený rám s tuhým propojením nosné konstrukce a listů pilířů P4 a P5. Tato část nosné konstrukce byla realizována technologií letmé betonáže, čemuž bylo přizpůsobeno její tvarové řešení. V místě napojení rámových stojek do nosné konstrukce je pomocí jejich rozšiřující se hlavy vytvořeno sedlo, do kterého je usazen komorový příčný řez. Stěny rámových stojek pronikají i dovnitř komory, čímž vytvářejí velmi tuhé spojení zajišťující přenesení namáhání mezi nosnou konstrukcí a podporami. Výška komory je v této části nosné konstrukce 6 m, směrem do hlavního pole P4 P5 se plynule zmenšuje až na 3 m. Směrem vně od hlavního pole (do pole P3 P4 a do pole P5 P6) dochází ke zmenšení výšky komory na 2,6 m. Detailně se celému procesu návrhu a realizace mostu věnoval článek [2]. VÝSLEDKY TENZOMETRICKÉHO MĚŘENÍ POMĚRNÉHO PŘETVOŘENÍ NA MOSTNÍ KONSTRUKCI Popis uspořádání tenzometrů na mostní konstrukci Mostní konstrukce je na základě podpory výzkumného projektu Fakulty stavební ČVUT a spolupráce mezi investorem (ŘSD ČR), projektantem RDS (Novák & Partner) a Kloknerovým ústavem ČVUT vystrojena strunovými tenzometry pro kontinuální sledování vývoje poměrného přetvoření na konstrukci. Celkem je použito 20 strunových tenzometrů. Na nosné konstrukci je použito 12 tenzometrů umístěných v oblasti zárodku letmé betonáže u pilíře P5. Schéma rozmístění je patrné z obr. 2. Tenzometry byly instalovány přímo na betonářskou výztuž při realizaci zárodku před jeho betonáží, doplněny jsou svody do centrálního úložiště (ústředny) situované uvnitř komorového příčného řezu v oblasti zárodku. Na rámové stojky pilíře P5 bylo umístěno celkem osm tenzometrů dvojice na každou stojku ve spodní úrovni (u vetknutí do základu) a v úrovni těsně pod přechodem do nosné konstrukce. Tenzometry jsou na stojkách umístěny v ose symetrie na obou površích betonového průřezu ve směru staničení pro zachycení rozdílného přetvoření v hor- 56 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

59 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Obr. 1 Pohled na dokončenou mostní konstrukci Fig. 1 View of the completed bridge structure Obr. 2 Schéma osazení tenzometrů na nosné konstrukci Fig. 2 Scheme of gauges arrangement on the superstructure Obr. 3 Vývoj poměrného přetvoření na nosné konstrukci během celého sledovaného období Fig. 3 Time development of strain on gauges during the analysed time period ních a dolních vláknech průřezu způsobeného podélným ohybovým momentem. Tyto tenzometry jsou opět vybaveny svody do centrální ústředny v nosné konstrukci. a v horní úrovni průřezu (body 5+6 a 15+16). Pro přehlednost je pro jednotlivá vyhodnocení použité jiné měřítko svislé osy grafu (přetvoření). Nesymetrie průběhu přetvoření vlevo (směr 2 na Žatec, do hlavního pole P4 P5, body 1 až 6) a vpravo (směr Most, do pole P5 P6, body 11 až 16) je dána nesymetrií nosné konstrukce vůči ose uložení na pilíři P5 (rozdílná délka polí, nesymetrická geometrie příčného řezu, rozdílný počet lamel letmé betonáže). Na obr. 4 je vývoj přetvoření během symetrické letmé betonáže jedenácti lamel vahadla P5. Patrné jsou skokové změny způsobené uložením čerstvého betonu při betonáži jednotlivých lamel a poté při jejich předpínání vahadlovými kabely. Patrná je opět nesymetrie v průběhu přetvoření pro obě strany vahadla (zejména u horních vláken body 5+6 a 15+16) daná odlišnou geometrií obou konzol vahadla P5. Z hlediska dlouhodobého chování konstrukce v průběhu celé životnosti je velmi důležité sledovat vývoj přetvoření od dokončení výstavby konstrukce je ve finálním statickém systému, aplikováno je veškeré zatížení (vlastní tíha a ostatní stálé) a předpětí. Změna přetvoření je pak vyvolána zejména projevy reologického chování betonu a změnami (obecně ztrátami) předpětí. Na obr. 5 je znázorněn vývoj změny přetvoření od okamžiku dokončení výstavby mostu (listopad 2016) do doby snímání dat v únoru (Nespo- Výsledky měření Vývoj přetvoření byl podrobně sledován od okamžiku zabetonování zárodku (duben 2016) do uvedení do provozu (listopad 2016). Od uvedení do provozu jsou data snímána vždy jednou za cca šest měsíců poslední snímání naměřených dat bylo provedeno koncem února 2017, následující je naplánováno na přelom července a srpna 2017 (článek byl napsán v červenci 2017 pozn. red.). Veškerá získaná data byla vždy vyhodnocena s ohledem na aktuální etapy postupu výstavby a aplikované zatížení. Na obr. 3 je vývoj poměrného přetvoření v čase od okamžiku předepnutí zárodku po celý proces výstavby (letmá betonáž a předpínání lamel), předpětí kabelů spojitosti, aplikace ostatního stálého zatížení do okamžiku uvedení do provozu a pak během provozu do okamžiku prováděného snímání dat (únor 2017). Mezi koncem listopadu 2016 a měřením v únoru 2017 došlo k poruše baterie, tudíž snímaná data nejsou kontinuální. Na jednotlivých grafech jsou uvedeny vždy průběhy přetvoření ve spodní úrovni průřezu (body 1+2 a 11+12), přibližně v těžišťové ose (body 3+4 a 13+14) ε [10-6 ] ε [10-6 ] ε [10-6 ] Body 5+6 Body UVEDENÍ MOSTU 100 DO PROVOZU Body Body OSTATNÍ STÁLÉ ZATÍŽENÍ PŘEDEPNUTÍ KABELŮ SPOJITOSTI Body 1+2 Body /2017 technologie konstrukce sanace BETON 57

60 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH ε [10-6 ] Lamely 5-1 Lamely 5-1 Lamely 5-2 Lamely 5-2 Lamely 5-3 Lamely 5-3 Lamely 5-4 Lamely 5-4 Lamely 5-5 Lamely 5-5 jitost dat je dána poruchou baterie záznamového zařízení). Z vyhodnocení měření je patrné, že změna přetvoření je zanedbatelná, důležité je spíše zohlednit vliv teploty konstrukce a jejího gradientu přes výšku průřezu na změnu přetvoření. Pro praktické porovnání výsledků měření poměrných přetvoření a výpočetní predikce (výstižnost výpočetního modelu) je zvoleno vyhodnocení účinku předepnutí jednotlivých lamel. Na obr. 6 je záznam průběhu změny přetvoření během jednoho dne, kdy bylo realizováno předpětí lamely (v tomto případě konkrétně párové lamely 5-2). Patrná, téměř skoková změna přetvoření značí aplikaci předpětí, a tím účinek předpínací síly na změnu přetvoření. Přesně dle předpokladu (s ohledem na účinek téměř přímého vahadlového kabelu umístěného blízko horního povrchu průřezu) dochází k nárůstu protažení v dolních vláknech průřezu (body 1+2 a 11+12) a zvětšení zkrácení v horních vláknech průřezu (body 5+6 a 15+16). Na obr. 7 je provedeno vyhodnocení změn přetvoření pro předpínání všech lamel symetrické letmé betonáže vahadla P5 (lamely 5-1 až 5-11). Lamely 5-6 Lamely 5-6 Lamely 5-7 Lamely 5-7 Lamely 5-8 Lamely 5-8 Lamely 5-9 Lamely 5-9 Lamely 5-10 Lamely 5-10 Body 5+6 Body Body 3+4 Body ε [10-6 ] Body 1+2 Body ε [10-6 ] Lamely 5-1 Lamely 5-2 Lamely 5-3 Lamely 5-4 Lamely 5-5 Lamely 5-6 Lamely 5-7 Lamely 5-8 Lamely 5-9 Lamely 5-10 Lamely 5-11 Lamely 5-11 Lamely 5-11 Zjištěné změny přetvoření v dolní části průřezu (bod 1+2 a 11+12) a v horní části průřezu (bod 5+6 a 15+16) přesně reflektují účinky aplikovaného předpětí v dané etapě pro jednotlivé lamely. Je zřejmý rozdíl změny přetvoření pro předpětí vahadlovými kabely 2 19 lan (lamela 5-1 až 5-7 a dále 5-9 až 5-11) a pro předpětí vahadlovými kabely 4 19 lan (lamela 5-8). Stejně tak je velmi dobrá shoda mezi zjištěnou změnou přetvoření přepočtenou na změnu napětí a předpoklady výpočtu (ukázáno na velikosti normálových napětí v horní části průřezu pro předpětí kabely 2 19 lan, modul pružnosti betonu byl uvážen na základě výsledků průkazných zkoušek prováděných na vzorcích betonu nosné konstrukce): statický výpočet konstrukce: normálové napětí v místě tenzometrů σ c,předpětí = -0,974 MPa, měření: změna přetvoření při předpětí Δε c,předpětí = , přepočtená změna normálového napětí Δσ c,předpětí = = = -0,952 MPa. Sledování teploty nosné konstrukce Instalované tenzometry umožňují kromě monitoringu vývoje přetvoření sledovat i teplotu konstrukce. Zjištěná data byla využita pro analýzu vývoje průměrné teploty nosné konstrukce (obr. 8) a teplotního gradientu po výšce průřezu (obr. 9) po celé sledované období. Na obr. 8 je vykreslen průběh průměrné teploty nosné konstrukce v místě instalovaných tenzometrů průměrná hodnota pro body ve směru do pole P4 P5 od pilíře P5 (body 1 6), průměrná hodnota pro body ve směru do pole P5 P6 od pilíře P5 (body 11 16) a průměr ve všech sledovaných místech (body 1 16). Na obr. 9 je vykreslen vývoj průběhu teplotního gradientu po výšce příčného řezu nosné konstrukce v čase. Kladná hodnota na svislé ose značí ohřátí horního povrchu (horní povrch je teplejší než dolní povrch) a naopak. Velmi zajímavý je zaznamenaný průběh kolem poloviny listopadu 2016, kdy docházelo k realizaci vozovkového souvrství. Jasné je nejprve výrazné oteplení horního povrchu při pokládce živičných vrstev a následná změna teplotního gradien tu, kdy se již chráněný horní povrch ochlazoval a zvýšená teplota postupovala po výšce průřezu ke spodním vláknům. Dále je možné na základě výsledků sledování potvrdit, že normové modely průběhu teploty po výšce průřezu sloužící pro návrh jsou velmi konzervativní a reálné nerovnoměrné účinky teploty jsou přibližně poloviční Body Body Body Body Body Body ε [10-6 ] ε [10-6 ] ε [10-6 ] 58 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

61 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH PŘEDPÍNÁNÍ LAMELY Body 1+2 Body Body 3+4 Body Body 5+6 Body ε [10-6 ] ε [10-6 ] Lamely 5-1 Lamely 5-2 Lamely 5-3 Lamely 5-4 Lamely 5-5 Lamely 5-6 Lamely 5-7 Lamely 5-8 Lamely 5-9 Lamely 5-10 Lamely Vahadlové kabely 2 19 lan Vahadlové kabely 4 19 lan 7 Obr. 4 Vývoj poměrného přetvoření na nosné konstrukci během letmé betonáže Fig. 4 Time development of strain on gauges during the cantilevers construction process Obr. 5 Vývoj poměrného přetvoření na nosné konstrukci od dokončení výstavby (11/2016) do 02/2017 Fig. 5 Time development of strain on gauges from the end of construction process (11/2016) till 02/2017 Obr. 6 Vývoj změny poměrného přetvoření během předpínání lamely (zaznamenán časový interval 24 h) Fig. 6 Time development of strain on gauges changes during application of prestressing on lamella Obr. 7 Vyhodnocení účinku předpětí každé lamely na změnu přetvoření Fig. 7 Evaluation of strain on gauges changes due to prestressing of each lamella Obr. 8 Vývoj průměrné teploty nosné konstrukce Fig. 8 Time development of average temperature of the superstructure Obr. 9 Vývoj změny teploty (gradientu) nosné konstrukce po výšce průřezu Fig. 9 Time development of temperature gradient of the superstructure over the cross section height STATICKÁ ZATĚŽOVACÍ ZKOUŠKA MOSTU Na mostní konstrukci byla před uvedením do provozu provedena statická zatěžovací zkouška pro prokázání správné funkce mostu a shody mezi jeho reál ným chováním a předpoklady výpočtu obsaženými ve statickém návrhu konstrukce. Pro statickou zatěžovací zkoušku byly připraveny celkem čtyři zatěžovací sestavy vozidel pro vyvození maximálních účinků ve zvolených sledovaných místech konstrukce. Sestava zatížení 1 (obr. 10), resp. 3 by - la realizována pro maximální přitížení hlavního pole P4 P5, resp. pole P3 P4. Sestava 2 byla realizována pro maximální přitížení nadpodporového průřezu u pilíře P5 pro zjištění správné funkce rámového působení této části konstrukce. Sestava 4.1 byla použita pro vyvození maximálního torzního namáhání v hlavním poli P4 P5. Pro vyhodnocení statické zatěžovací zkoušky bylo využito kromě standardních metod měření deformací i sledování změn přetvoření na instalovaných tenzometrech. Na obr. 11 jsou zaznamenány změny přetvoření ve sledovaných bodech během realizace zatěžovací zkoušky. Patrné jsou jednotlivé účinky zatěžovacích sestav na změnu přetvoření. Určité reziduální přetvoření po dokončení zatěžovací zkoušky bylo způsobeno změnou teploty během dne. Provedena byla opět konfrontace změřených změn přetvoření s předpoklady projektu pomocí porovnání přepočtených normálových napětí. Analyzována byla poloha zatížení 2, která ze své podstaty vyvolala největší změny přetvoření ve sledovaných bodech nosné konstrukce: měření: - změna přetvoření při zatěžovací zkoušce dolní vlákna Δε c, ZS, dole = , horní vlákna Δε c, ZS, nahoře = , - přepočtená změna normálového napětí T [ºC] dolní vlákna Δσ c,zs,dole = = -1,258 MPa, horní vlákna Δσ c,zs,nahoře = = = 0,850 MPa. Takto zjištěné změny normálového napětí byly porovnány s předpoklady projektu na obr. 12 je průběh normálového napětí na nosné konstrukci od zatěžovací sestavy 2 zjištěný na deskostěnovém modelu konstrukce. Patrná je perfektní shoda mezi výpočetní predikcí (průběh a velikost nor- Body 1-6 Body Body Horní povrch teplejší 7 6 Body Body Body Dolní povrch teplejší -4-5 ΔT [ºC] 8 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 59

62 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Tab. 1 Zatěžovací sestavy pro statickou zatěžovací zkoušku mostu Tab. 1 Loading sets for static loading test of the bridge Poloha a rozmístění zatěžovací soustavy 1 pole P4 P5 2 pole P4 P5 pole P5 P6 3 pole P3 P4 4.1 pole P4 P5 Zatížená část konstrukce Počet vozidel Průhyb konstrukce v řezu Řez Průhyb [mm] Ohybové momenty [MNm] Zatěžovací sestava Max / min ČSN Účinnost zatížení [%] Pole P4 P ,3 *) / 22,5 **) 14,944 22, Pole P4 P5 Pole P5 P ,7 *) / 11,4 **) 11,3 *) / 11,4 **) -35,324-60, Pole P3 P ,6 *) / 18,5 **) 13,057 19, Pole P4 P5 4 1 vlevo 1 vpravo Pozn: *) výpočet na prutovém modelu, **) výpočet na deskostěnovém modelu 25,1 **) 20,5 **) / / / 10b Obr. 10 a) Schéma sestavy zatížení 1 pro statickou zatěžovací zkoušku, b) skutečné umístění vozidel na mostě Fig. 10 a) Scheme of loading set 1 for static loading test, b) real lorries on the bridge Obr. 11 Zjištěné změny přetvoření během zatěžovací zkoušky mostu (zaznamenán časový interval 24 h) Fig. 11 Strain changes during the loading test Obr. 12 Výpočetní analýza zatěžovací zkoušky průběh normálového napětí (sestava zatížení 2) Fig. 12 Computational analysis of the loading test normal stress distribution (loading set 2) 10a Literatura: [1] NOVÁK & PARTNER. Projektová dokumentace RDS. 10/2015. [2] VRÁBLÍK, L., HEŘMAN, J., HARAZIM, P. I/27 Velemyšleves Most přes údolí Chomutovky. Beton TKS. 2016, roč. 16, č. 4, s málového napětí) a reálným chováním konstrukce. Toto bylo potvrzeno i při měření deformací konstrukce během zatěžovací zkoušky, kdy rozdíl mezi skutečnými deformacemi a předpoklady projektu nepřesáhl 1 %. DYNAMICKÁ ZATĚŽOVACÍ ZKOUŠKA MOSTU S ohledem na charakter konstrukce a velikost maximálního rozpětí pole byla dle normových požadavků provedena i dynamická zatěžovací zkouška. Budič kmitání byl tvořen stojanem s hydraulickým válcem a setrvačnou hmotou kg a řídicí jednotkou se snímačem posunutí. Kmitání mostní konstrukce bylo měřeno jedenácti piezoelektrickými snímači zrychlení. V tab. 2 jsou porovnány vlastní tvary a frekvence zjištěné během dynamické zatěžovací zkoušky a předpoklady výpočtu. Dosažena byla vynikající shoda mezi modelovou predikcí a reálným chováním konstrukce. Tato shoda je vzhledem k velikosti a značné hmotě mostní konstrukce opravdu unikátní ε [10-6 ] Poloha 1 Poloha 4.1 Body 5+6 Body /11 5/11 5/11 5/11 5/11 5/11 Poloha /11 5/11 5/11 5/11 6/ ε [10-6 ] Poloha 1 Body 3+4 Body /11 5/11 5/11 5/11 5/11 5/11 5/11 5/11 5/11 5/11 6/ Poloha 2 Poloha ε [10-6 ] Poloha 1 Body 1+2 Body /11 5/11 5/11 5/11 5/11 5/11 5/11 5/11 5/11 5/11 6/ Poloha 4.1 Poloha BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

63 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Tab. 2 Porovnání výsledků dynamické zatěžovací zkoušky a výpočetní predikce Tab. 2 Comparison of the results of the dynamic loading test and the computational prediction 12 Tvar Výpočet Měření Mezní odchylky Δ číslo (j) [%] f [Hz] Směr f [Hz] frekvencí [%] 1 0,264 X (0,416) ,670 Y 0,697-3,9 ± ,044 Z 1,130-7,6 +10 až ,047 Y 0,982 +6,6 ± ,302 Z 1,420-8,3 ± ,463 Z 1,630-10,1 ± ,482 Y 1,420 +4,4 ± ,981 Y 1,630 (2,000) -1 ± ,020 Z 2,190-7,8 ± ,105 Z 2,310-8,9 ± 16 ZÁVĚR V článku byly prezentovány dosavadní výsledky prováděného dlouhodobého sledování mostní konstrukce na silnici I/27 u obce Velemyšleves. Měření bude probíhat kontinuálně dále, významněji se bude na vývoji přetvoření postupně projevovat kombinace reologického chování betonu a dlouhodobých ztrát předpětí. Výsledky budou sloužit k citlivostní analýze matematických modelů dlouhodobého působení předpjatých betonových konstrukcí. V kontextu této problematiky se jedná o výjimečnou příležitost detailního sledování konstrukce, u které je známá celá její historie z hlediska postupu výstavby, změn zatížení a materiálových charakteristik. Získaná data v podobě vývoje geodeticky zjišťovaných deformací konstrukce a poměrných přetvoření získaných z instalovaných tenzometrů tak významně pomohou pro kalibraci a optimalizaci matematických modelů predikce chování takovýchto konstrukcí. Uvedené výsledky byly získány v rámci řešení grantového projektu GAČR S podporovaného Grantovou agenturou ČR a v rámci řešení projektu CESTI TE podporovaného Technologickou agenturou ČR. doc. Ing. Lukáš Vráblík, Ph.D. Fakulta stavební ČVUT v Praze Katedra betonových a zděných konstrukcí & Novák & Partner, spol. s r. o. lukas.vrablik@fsv.cvut.cz doc. Ing. Petr Bouška, CSc. Kloknerův ústav ČVUT v Praze petr.bouska@cvut.cz Ing. Miroslav Vokáč, Ph.D. Kloknerův ústav ČVUT v Praze miroslav.vokac@cvut.cz Válcovaný beton Dnes postavíme a zítra jezdíte Firemní prezentace Válcovaný beton (RCC) je inovativní řešení pro stavbu vozovek, které kombinuje dlouhodobou životnost a pevnost betonu se snadností pokládání asfaltu. Válcovaný beton je rychlý na výstavbu a stojí méně než konvenční materiály na vozovky. Zjistit více na Rychlá technologie výstavby Trvanlivost dlouhá životnost s minimální údržbou Vysoká mrazuvzdornost Odolnost vůči vyjíždění kolejí 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 61

64 PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ FAILED CONCRETE PRÍČINY HAVÁRIE A REKONŠTRUKCIA PREDPÄTÉHO MOSTA V PODBIELI CAUSES OF COLLAPSE AND RECONSTRUCTION OF A PRESTRESSED BRIDGE IN PODBIEL Martin Moravčík, Petra Bujňáková, František Bahleda Koncom roku 2015 došlo k uzatvoreniu premávky na mostnom objekte č na ceste s medzinárodným významom I/59 za obcou Podbiel na Orave, smerujúcej na hranice s Poľskom. Príčinou bolo zistenie závažnej poruchy na nosnej konštrukcii mosta, ktorý bol vybudovaný v roku 1956, ako jeden z prvej generácie mostov na Slovensku z dodatočne predpätých prefabrikovaných prvkov spojených priečnym predpätím do ortotropnej sústavy. Uvedený havarijný stav na moste si vyžiadal okamžitú uzávierku mosta. Príspevok pojednáva o zistených poruchách na moste, ich príčinách, výsledkoch diagnostiky mosta a návrhu riešenia vzniknutej situácie. Concrete bridge No on the international route I/59 connecting Slovakia to Poland was completely closed for traffic at the end of The bridge was built in 1956 as a first generation of precast prestressed bridges, built from post-tensioned girders, and additional prestressed in the transverse direction to create a statical system of the orthotropic bridge deck. This paper focuses on the primary cause of failures and collapse state of the bridge superstructure, diagnostic survey and design of reconstruction process. Prvá generácia predpätých mostov z tyčových prefabrikátov sa začala v širšej miere uplatňovať v bývalom Československu v období 50. až 60. rokov minulého storočia. Na území severného Slovenska v oblasti Oravy bolo postavených viacero mostov práve s využitím technológie plnej prefabrikácie [1], [2], [4]. Jedným z typických predstaviteľov týchto mostných konštrukcií sú dodatočne predpínané prefabrikované nosníky tvaru T. Aplikácia dodatočného predpínania nosníkov bola vtedy typická jednak pre pozdĺžny smer, ale aj priečny smer s cieľom vytvoriť ortotropnú sústavu bez použitia monolitického betónu [5]. Dokonca aj časti priečnikov sa vyrábali v rámci samotného tyčového prvku a len zalievkový betón bol použitý v medzerách medzi priečnikmi. Vznikol tak prefa systém bez použitia monolitického betónu, oproti tomu ako ho poznáme dnes z prefabrikovaných mostov spriahnutých monolitickou doskou. Nosníky sa vyrábali pre menšie rozpätia v jednom kuse, alebo pre väčšie rozpätia najčastejšie z troch samostatných prvkov. Vyššie uvedené typy mostných konštrukcií, ktoré sú doteraz prevádzkované na našej cestnej sieti, majú za sebou 60 až 70 rokov prevádzky, teda sú za polovicou svojej plánovanej životnosti. V súčasnosti sa prejavuje ich nevyhovujúci technický stav, väčšinou ako príčina prvotných detských chorôb tejto technológie budovania mostov. Ako hlavný zdroj havarijného stavu niektorých mostov tohto typu je nedostatočná ochrana predpínacej výstuže a jej kotvenia. K tomu sa samozrejme pridružuje aj fakt pôsobenia neustále narastajúcich účinkov dopravy hlavne v posledných desaťročiach, ako aj nedostatočnej údržby. Snahou tohto príspevku je poukázať na príčiny kolapsu tohto typu mostnej konštrukcie a následné riešenie havarijného stavu. Vzhľadom k strategickej polohe mosta č na ceste s medzinárodným významom I/59 za obcou Podbiel na Orave bola takmer okamžite po jeho uzávierke osobná doprava prevedená po ľahkom oceľovom provizóriu (obr. 7a). To bolo osadené na betónových paneloch na stávajúcich podperách mosta, tak aby nezaťažovalo pôvodnú konštrukciu. Ťažká kamiónová doprava bola odklonená na obchádzkovú trasu cez horský priesmyk. Následne boli v bezprostrednej blízkosti mosta vybudované nové dočasné opory a osadené ťažké oceľové provizórium ŽM 60 (obr. 7b). Cez toto provizórium bola počas rekonštrukčných prác na moste prevádzaná celá doprava v striedavom režime. Na moste prebiehali rekonštrukčné práce, ktoré boli ukončené v júli roku 2016, kedy bol most uvedený do užívania. POPIS MOSTNEJ KONŠTRUKCIE Poškodený most premosťuje rieku Studený potok medzi obcami Podbiel a Nižná v dvoch poliach. Prevádza komunikáciu I. triedy, šírky 9 m. Komunikácia je v mieste mostného objektu v smerovom oblúku R = 900 m. Nosná konštrukcia predstavuje 2poľovú prefabrikovanú konštrukciu zloženú z dvoch samostatne pôsobiacich prostých polí. Rozpätia polí sú 2 26,65 m. Na oboch stranách mostovky sú vedené chodníky šírky 1,1 m. Na mos- Obr. 1 Dispozičná schéma mosta: a) pozdĺžny rez, b) priečny rez Fig. 1 Layout scheme of the bridge: a) longitudinal section, b) cross section Obr. 2 a) Pohľad na krehký lom štyroch krajných nosníkov v 2. poli, b) detail trhliny Fig. 2 a) Brittle failure on the 4 edge girders in the 2nd span, b) detail of the primary crack Obr. 3 Poškodenie krajných nosníkov v 1. poli Fig. 3 Failures of the edge girders in the 1st span Podbiel 1a ,26% :1.5 Q norm 0,26% :1.5 1: Nižná b Nižná Podbiel os odvodnenia vozovka izolácia spádový betón prefab. nosník 2,0% / os mosta os cesty I/59 80 mm 10 mm 150 mm v.1350 mm BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

65 PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ FAILED CONCRETE te je jednostranný priečny sklon 2 % a pozdĺžny sklon 0,26 % (obr. 1). Nosná konštrukcia sa skladá z desiatich dodatočne predpätých nosníkov T prierezu v osovej vzdialenosti 1,14 m. Nosníky sú priečne spojené medziľahlými priečnikmi v osovej vzdialenosti 5,24 m s priečne vedenou predpínacou výstužou. Priečne predpätie je vedené v hornej prírube nosníkov v osovej vzdialenosti kotiev približne 0,8 m a v priečnikoch. Konštrukčná výška nosníkov je 1,35 m, horná príruba šírky 1,1 m a spodná šírky 0,47 m. Nosníky boli predpäté káblami z patentovaných drôtov ø P 4,5 mm. Spodnú stavbu tvorili gravitačné opory s nadväzujúcimi rovnobežnými gravitačnými krídlami a medziľahlý pilier. Založenie spodnej stavby bolo plošné v celom rozsahu. Uloženie mostovky bolo realizované na krajných oporách na tangenciálne oceľové ložiská a na stredovom pilieri pevne. Opory aj pilier boli realizované z prostého betónu chráneného kamenným obkla dom hrúb ky okolo 400 mm. Šírka opory bola 11,4 m. Výška opôr od základovej škáry bola 4,8 m, šírka drieku opory 1,65 m so zošikmením smerom k základovému pásu na rozmer 2 m. Celková šírka základového pásu bola 2,6 m. Pilier v priereze pozostával z plného drieku v obdĺžnikovom tvare, pričom na návodnej strane bol tvarovaný do špica a na opačnej strane v zaoblenom tvare. 2a 3 Výška drieku piliera bola 3,65 m a šírka 13,4 m. POPIS ZISTENÝCH PORÚCH A ANALÝZA ICH PRÍČIN Pri jednej z pravidelných prehliadok správcu bolo na moste v poli č. 2 zaznamenané nadmerné kmitanie konštrukcie po prechode ťažkých vozidiel. Následne bola na moste vykonaná podrobná prehliadka, ktorá zistila veľmi závažné statické poškodenie mosta, ktoré viedlo prakticky k okamžitému rozhodnutiu o jeho uzatvorení. Na pravom okraji mostovky v poli č. 2 došlo prakticky k prelomeniu štyroch nosníkov. Boli objavené primárne trhliny v strednom priereze, so šírkou niekoľko desiatok milimetrov a viedli temer celou výškou prierezu (obr. 2b). Charakter osamotenej širokej trhliny na nosníkoch v mieste maximálneho namáhania predstavoval učebnicový príklad krehkého porušenia betónu. V tomto poli na pravej strane mostovky bolo rovnako možné identifikovať deformáciu mostovky sprevádzanú nadmerným kmitaním celej konštrukcie, čo bolo veľmi citeľné hlavne pri prejazdoch ťažkej kamiónovej dopravy. Zároveň bol viditeľný stav postupne sa rozvíjajúcich trhlín v strednom priereze aj na zvyšných šiestich nosníkoch priečneho rezu. Tieto nosníky prenášali na seba zvýšené zaťaženie, ktoré sa z konštrukcie prerozdelilo po prelomení štyroch nosníkov. 2b RFEM 5 RSTAB 8 ZKUŠEBNÍ VERZE ZDARMA NA Statika, která Vás bude bavit! Firemní prezentace Dlubal Software s.r.o. 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 63

66 PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ FAILED CONCRETE 4a 4b 5 Pri demolačných prácach bola zistená hlavná príčina kolapsového stavu korózia predpínacej výstuže, ako aj kotiev (obr. 4). Pozdĺžnu predpínaciu výstuž nosníka tvorilo 22 ks 12drôtových káblov z patentovaných drôtov ø 4,5 mm. Z toho 14 káblov bolo priebežných a osem nepriebežných. Káble boli kotvené do doskových kotiev cez klasické plné kotevné kužele. Z celkového počtu 44 kotiev bolo 16 kotiev kotvených do hornej príruby nosníka pod spádovou vrstvou vozovky, čo významne urýchľovalo korozívne pôsobenie vody na káble, a teda aj únosnosť nosníkov. Počas demolačných prác sa diagnostikou zistilo, že takmer 90 % káblov bolo neinjektovaných, teda predpínacia výstuž pôsobila len ako nesúdržná. Navyše, okrem straty predpätia, to, čo sa podpísalo na havárii mosta, bola temer absolútna absencia betonárskej výstuže (obr. 4a). Požiadavka minimálnej výstuže (A s,min ) voči zabráneniu krehkého lomu vypočítaná v súlade s normou STN EN bola podhodnotená asi o 85 %. To jasne potvrdzovalo nízku duktilitu predpätých nosníkov a predznačovalo charakter porušenia krehkým lomom. Dôkazom toho je aj skutočnosť, že po prerezaní drôtov priečneho 6a 6b pred pätia došlo k samovoľnému pádu poškodených nosníkov, ktoré nedokázali prenášať ani vlastnú tiaž. Príklad takého nosníka je na obr. 5. Priečny sklon mostovky bol jednostranný smerom k pravému okraju mosta, čo rovnako prispievalo k urýchľovaniu korózie predpínacej výstuže práve na krajných nosníkoch pravej strany. V priečnom smere bola predpínacia výstuž tvorená 11drôtovými káblami vedenými v hornej prírube nosníkov a v priečnikoch. Priečne predpätie bolo ešte relatívne funkčné, a dokonca čiastočne aj injektované, čo v podstate zaisťovalo to, že zatiaľ nedošlo k udalosti s fatálnymi následkami. Zaujímavé bolo, že betón nosníkov bol na dobu výstavby mosta pomerne kvalitný, dosahoval charakteristických pevností 50 až 52 MPa, avšak bolo vidieť, že nosníky majú lokálne hniezda spôsobené nedostatočným hutnením pri ich výrobe. Okrem primárnych porúch nosnej konštrukcie boli ďalej identifikované aj ďalšie bežné poruchy na spodnej stavbe a príslušenstve, ktoré však odpovedali časovej dĺžke exploatácie mosta. Degradáciou betónu, ako aj pomerne rozsiahlou koróziou betonárskej výstuže boli poznačené zatečené úložné prahy oboch opôr a stredového piliera. Mostné závery boli nefunkčné a ich pretekanie malo za následok aj rozsiahlu koróziu mostných oceľových ložísk. VÝSLEDKY DIAGNOSTIKY SPODNEJ STAVBY MOSTA Z dôvodu zistenia závažného poškodenia hlavných nosníkov bolo technicky nereálne pristúpiť k akémukoľvek spôsobu sanácie pôvodnej nosnej konštrukcie. Jej stav si vyžadoval okamžitú demontáž a zrealizovanie novej nosnej konštrukcie. Otázny zostával stav krajných opôr a piliera, ktoré nevykazovali známky stabilitného porušenia alebo iných statických porúch. Preto po uzatvorení mosta boli diagnostické práce na moste venované hlavne spodnej stavbe. Lícne strany opôr, krídel, ale aj piliera boli veľmi dobre chránené voči erózii kvalitným kamenným obkladom len s minimálnym rozsahom vypadnutej škárovacej hmoty. Oblasť úložných prahov a záverného múrika bola však značne poškodená zatečením, kde sa významne prejavilo pôsobenie agresívnej vody zo zimnej údržby, ako aj nízka kvalita betónu pri výstavbe. V prípade piliera boli v spodnej časti základového bloku viditeľné známky erozívnej činnosti vodným tokom Studeného potoka, ktorý má pomerne dravý bystrinný charakter. Úložný prah piliera sa nachádzal 64 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

67 PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ FAILED CONCRETE 7a 7b Obr. 4 a) Nezainjektované a odkorodované káble, b) pohľad na nechránenú kotevnú zónu nosníka Fig. 4 a) Corroded prestressing tendons without grouting, b) anchorage zone without protection Obr. 5 Samovoľný pád poškodeného nosníka po prerezaní priečneho predpätia Fig. 5 Damaged girder spontaneously fell down after cutting the cross prestressing Obr. 6 a) Pohľad na úložný prah piliera a dilatačnú škáru, b) vzorky betónu a kamenného obkladu piliera Fig. 6 a) Damaged pier cap and expansion joint, b) specimens of concrete and stone cladding from the pier Obr. 7 a) Ľahké provizórium na moste pre osobnú dopravu, b) ťažké provizórium ŽM60 Fig. 7 a) Light temporary bridge for standard traffic, b) heavy temporary bridge, ŽM60 Obr. 8 Zosilnenie základu piliera Fig. 8 Strengthening of the pier basement 8 VYBUDOVANIE DRIEKU DO ÚROVNE ÚLOŽNÉHO PRAHU, OBLOŽENIE PÓVODNÝM LOMOVÝM KAMEŇOM ŽB VENIEC C30/37 ADHÉZNY MOSTÍK TIAHLO - PREDPÍNACIA KOTEVNÁ TYČ, CKT Ø32 mm, DL = 4,0/3,65M, Pd = 460 kn DNO KORYTA BEZ DLAŽBY ODSTRÁNENIE DNOVÉHO NÁNOSU V ÚSEKU MEDZI SVAHOVÝM KUŽELOM 1:0,75 HLAVA MIKROPILÓTY 250x250x10 mm ZASEKANÉ DRŽÁKY 170x25 mm ZVISLÉ MIKROPILÓTY Ø159 mm VÝSTUŽ Ø89/10 mm, DL = 7,5/1,0 m 7% VYBUDOVANIE NOVÉHO ŽB ÚLOŽNÉHO PRAHU % JESTVUJÚCI ZÁKLAD 1:0,75 PODKLADOVÝ BETÓN C12/15 HR = 100 mm ŤAŽKÝ KAMENNÝ ZÁHOZ S KAMEŇOM NAD 500 kg S PREŠTRKOVANÍM DNO KORYTA BEZ DLAŽBY 5% 1200 ZVISLÉ MIKROPILÓTY Ø159 mm VÝSTUŽ Ø89/10 mm, DL = 7,5/1,0 m ŠIKMÉ MIKROPILÓTY Ø159 mm VÝSTUŽ Ø89/10 mm, DL = 7,5/1,0 m UKONČENIE ZÁHOZU BETÓNOVÝM PRAHOM 1200x600 mm NAPOJENIE NA PÔVODNÝ TERÉN v pokročilom štádiu rozpadu a degradácie betónu, ako aj korózie výstuže. Spôsobovalo to pretekanie agresívnej vody cez poškodený podpovrchový mostný záver, v súčasnosti už nefunkčný. Na úložnom prahu bola zachytená vegetácia, ktorá taktiež prispievala k jeho rozpadu (obr. 6a). Vzhľadom na možnosť využiť stávajúcu spodnú stavbu pre novú konštrukciu a nové zaťaženie bolo nutné staticky overiť pilier a opory. Deštruktívne bola zisťovaná kvalita betónu driekov opôr a piliera. Na niekoľkých miestach boli vybraté kamenné bloky obkladu a v týchto miestach urobené jadrové vývrty (obr. 6b). Výsledné tlakové pevnosti betónu na vývrtoch oboch opôr sa pohybovali v hodnotách od 15 do 18 MPa, v prípade piliera to bolo od 20 do 23 MPa. Skutočné pevnosti mohli byť mierne vyššie (cca 7 až 17 %) vzhľadom k tomu, že pevnosti boli stanovené na vývrtoch ø 65 mm, čo vyplynulo z technických možností odoberania vzoriek. RIEŠENIE DOČASNÉHO PREMOSTENIA A REKONŠTRUKCIA MOSTA V priebehu diagnostiky spodnej stavby bolo na zabezpečenie osobnej dopravy na moste osadené nezávislé ľahké provizórium (obr. 7a) a následne počas prípravy projektovej dokumentácie bol v priebehu dvoch mesiacov vybudovaný dočasný oceľový most v tesnej blízkosti rekonštruovaného mosta. Ťažké mostné provizórium ŽM 60 bolo osadené na novovybudované železobetónové opory s napojením na prefabrikované krídla, ktoré boli postavené na brehoch Studeného potoka (obr. 7b). Premostenie bolo riešené jednopoľovou priehradovou nosnou konštrukciou bez zvislíc, s ohybovo tuhým spodným pásom, celkovej dĺžky 60,8 m. Takto bola dočasne zabezpečená tranzitná doprava cez Oravu do Poľska. Diagnostický prieskum spodnej stavby a následne statický prepočet oboch opôr a piliera potvrdil ich možné využitie pri rekonštrukcii mosta. Oblasť úložných prahov opôr, piliera a záverných múrikov oboch opôr bola v zlom technickom stave, preto došlo k ich celkovej výmene. Nové úložné prahy a záverné múriky boli navrhnuté z vystuženého betónu C35/45. Základ piliera bol zosilnený železobetónovým vencom z betónu C30/37 a podchytený zvislými a šikmými mikropilótami ø 159 mm z dôvodu zabezpečenia piliera proti podmývaniu. Veniec bol prekotvený s driekom piliera aj základovým blokom pomocou predpínacích tyčí ø 32 mm (obr. 8). Po obvode piliera bol vytvorený nový ochranný kamenný zához, odolný voči prúdeniu vody. Vzhľadom na mimoriadnu dopravnú situáciu v regióne bolo potrebné v krátkom čase sprístupniť most do prevádzky. Preto bol navrhnutý rovnaký typ mostovky v podobe prefabrikovanej konštrukcie so spriahujúcou doskou s využitím pôvodnej spodnej stavby (obr. 9). Nová nosná konštrukcia smerovo aj výškovo sleduje pôvodnú trasu komunikácie I/59. Roz- 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 65

68 PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ FAILED CONCRETE 9a 9b Nižná C9,5/80 Podbiel os odvodnenia os komunikácie os nk 440 (PREM) 2,5% 190 ELASTOMEROVÉ LOŽISKÁ / Obr. 9 a) Rekonštrukcia mosta, b) priečny rez mosta nový stav, c) pozdĺžny rez mosta nový stav Fig. 9 a) Bridge rehabilitation, b) cross section of the new bridge, c) longitudinal section of the new bridge Podbiel 1 1:2, NADVYŠENIE ZÁKLADU 400 mm 1:2 0,35% 1:0,75 BETÓNOVÝ PRAH C25/30, 1200x600 mm ŤAŽKÝ KAMENNÝ ZÁHOZ S KAMEŇOM NAD 500 kg S PREŠTRKOVANÍM 2 3 1:0,75 STUDENÝ POTOK 0,35% 1540 Q100 = 557,220 BETÓNOVÝ PRAH PÔVODNÝ ZÁKLAD ZVISLÉ MIKROPILÓTY Ø159 mm VÝSTUŽ Ø89/10 mm, DL = 7,5/1,0 m 1:1.5 ŠIKMÉ MIKROPILÓTY Ø159 mm VÝSTUŽ Ø89/10 mm, DL = 7,5/1,0 m, a = 10º 1: Nižná 9c pätia polí sú 2 26,38 m, šírka novej nosnej konštrukcie mosta je 11,98 m a priečny sklon na moste je jednostranný 2,5 %. Požiadavka investora bola rozšíriť komunikáciu na moste z pôvodných 9 m na 9,5 m so zabezpečením jednostranným revíznym chodníkom šírky 1 m na ľavej rímse. Priečny rez mosta je tvorený deviatimi tyčovými prefabrikátmi DPS VP I/10, dĺžky 27 m a výšky 1,25 m z vopred predpätého betónu triedy C55/67 Literatura: [1] ZŮDA, K. Výpočet konstrukcí z předpjatého betonu. Praha: SNTL, [2] JANDA, L., KLEISNER, Z., ZVARA, J. Betonové mosty. Praha: SNTL, [3] MORAVČÍK, M. Správa z diagnostiky, MO , Podbiel, Odstránenie havarijneho stavu [4] BRODŇAN, M., KOTEŠ, P., KOTULA, P. Analysis of short span bridges from prestressed concrete. In: The Fourth International fib Congress 2014, Mumbai, Improving Performance of Concrete Structures. Mumbai, India, 2014, p [5] HALVONÍK, J., BORZOVIČ, V. Betónové mosty I, Navrhovanie železobetónových mostov pozemných komunikácií podľa Eurokódov. Bratislava: STU, [6] STN EN Zaťaženia konštrukcií. Časť 2: Zaťaženie mostov dopravou. [7] STN EN Navrhovanie betónových konštrukcií. Časť 1-1: Všeobecné pravidlá a pravidlá pre pozemné stavby. [8] STN EN Navrhovanie betónových konštrukcií. Časť 2: Betónové mosty + 2/NA. s osovou vzdialenosťou medzi nosníkmi 1,29 m (obr. 9b). Spriahujúca monolitická doska je spojite prebiehajúca, minimálnej hrúbky 200 mm. Doska je z betónu triedy C35/45. ZÁVER Ako ukazuje vyššie uvedený prípad, je v súčasnosti potrebné sa vo zvýšenej miere zaoberať práve staršími betónovými mostami, ktoré majú za sebou viac ako polovicu predpokladanej životnosti. Hlavne u predpätých mostov prvej generácie, či už prefabrikovaných alebo monolitických, sa dnes začínajú objavovať stále častejšie problémy prameniace z úrovne vtedajších znalostí, ako aj technických možností doby, kedy boli tieto konštrukcie navrhované a budované. Hlavný faktor zlyhania nosnej konštrukcie bola korózia predpínacích káblov bez injektáže v kombinácii s absenciou betonárskej výstuže. To spôsobilo, že v skutočnosti nosníky staticky pôsobili ako prvky z prostého betónu predpäté nesúdržným predpätím, ktoré časom strácalo svoju kapacitu z dôvodu korózie. Urýchľujúcim prvkom celého procesu bolo kotvenie skoro 1/3 káblov v hornej prírube nosníkov a veľmi slabá, alebo temer žiadna ochrana kotiev aj v čelách nosníkov. Navyše ťažká doprava na moste, ktorý na to nie je dimenzovaný, je už dnes bežným javom na každom moste, ktorý sa nachádza v priestore medzinárodných koridorov. Včasný a cielený diagnostický zásah a statická analýza konštrukcie sa ukazujú ako najvhodnejšia prevencia ako predchádzať podobným havarijným stavom na mostoch. Zvlášť na predpätých mostoch, kde vieme, alebo tušíme systémové nedostatky pôvodne používaných technológii, je potrebná dôkladnejšia a častejšia kontrola, diagnostika a predpísanie pravidelného sledovania. Riešenie takýchto havarijných stavov s náhlou uzávierkou dopravy býva potom často veľmi problematické z celospoločenského hľadiska a vyžaduje značné finančné náklady na rýchlu sanáciu. Tento príspevok vznikol za finančnej podpory grantovej agentúry VEGA 1/0336/15 a 2/0033/15, ako aj grantovej agentúry APVV doc. Ing. Martin Moravčík, PhD. Ing. Petra Bujňáková, PhD. Ing. František Bahleda, PhD. všichni: Stavebná fakulta Žilinskej univerzity v Žiline Katedra stavebných konštrukcií a mostov 66 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

69 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH ANALÝZA KONSTRUKCÍ Z BETONU VYZTUŽENÉHO ROZPTÝLENOU OCELOVOU VÝZTUŽÍ STEEL FIBRE-REINFORCED CONCRETE STRUCTURE ANALYSIS Petr Vítek V současné době se u nás, jakožto moderní metoda, uplatňuje strojní ražba tunelů. S technologií úzce souvisí tunelové ostění sestavené z jednotlivých segmentů. V minulosti i současnosti se ostění běžně vyrábělo a vyrábí z železobetonu. V některých státech a nyní i u nás se uplatňuje výroba tunelových segmentů z betonu vyztuženého ocelovou rozptýlenou výztuží. Na základě úvahy, numerické analýzy a experimentů bylo zjištěno, že některé vlastnosti tohoto materiálu jsou přínosné právě pro prvky tunelového ostění jak z hlediska technického, tak i ekonomického. Využití materiálu je podmíněno možností predikce odezvy na zatížení pomocí analytické metody. Z toho důvodu byl vyvinut algoritmus pro analýzu drátkobetonové konstrukce založený na dvoufázovém materiálovém modelu. Jednou fází je betonová matrice a druhou fází je rozptýlená výztuž. Dvoufázový model ve své podstatě vystihuje vliv velikosti prvku (size effect). TBM excavation of tunnels is on the rise in the Czech Republic recently. There is a tight connection to segmental lining utilization. Typically the lining is made of steel-reinforced concrete. In several states, now in the Czech Republic too, segments made of steel fibre-reinforced concrete are produced. Based on consideration, numerical analysis and experiments, a discovery was made that some properties of this material are beneficial for tunnel lining from both technical and economical points of view. Utilization of this material is conditioned by the possibility to predict its behaviour by means of an analytical method. For this reason the SFRC structure analysis algorithm was developed, based on two-phase material model. The first phase comprises the concrete matrix, the second phase represents steel fibres. The two-phase model is a reasonable way to express also the size effect. Beton s rozptýlenou ocelovou výztuží, tzv. drátkobeton, se běžně a poměrně hojně využívá v oblasti nenosných prvků, zejména podlah. Vzhledem k mnohým výhodám nachází v poslední době uplatnění i jako konstrukční materiál s definovanými vlastnostmi. V tunelovém stavitelství se beton s rozptýlenou ocelovou výztuží (SFRC Steel Fibre Reinforced Concrete) ujal ve velké míře pro výrobu segmentů skládaného ostění tunelů budovaných technologií TBM (Tunnel Boring Machine). Zatímco pro klasické železobetonové prvky existuje řada normových podkladů pro navrhování, v případě SFRC dosud není obecně platná metodika pro navrhování. Základem pro spolehlivé navrhování konstrukcí je pochopení odezvy konstrukce na zatížení a možnost predikce chování konstrukčního prvku zjištěné numerickou analýzou. Má-li numerická analýza dostatečně věrně vystihovat odezvu materiálu na zatížení, je třeba se soustředit na jednotlivé složky (fáze) a definovat jejich dílčí materiálové charakteristiky i charakter zastoupení ve výsledném materiálu. SOUČASNÝ, BĚŽNĚ UŽÍVANÝ PŘÍSTUP K ANALÝZE Analýza konstrukcí zhotovených ze SFRC obvykle využívá agregovaného pracovního diagramu obou základních fází betonové matrice a rozptýlené výztuže (drátků). Vyjdeme-li z běžných potřeb stavební praxe, při využití SFRC rozhoduje chování materiálu v tahu, příp. ve smyku, proto je rozhodující tahová část pracovního diagramu. Typický pracovní diagram SFRC je znázorněn na obr. 1. Numerická analýza vycházející z uvedeného přístupu dává spolehlivé výsledky pro analýzu vzorku jednotné velikosti např. pro zkušební trámec rozměru mm. Pro analýzu konstrukce jiných (větších) rozměrů je zapotřebí tvar pracovního diagramu modifikovat, k čemuž se užívá empiricky určený koeficient vlivu velikosti prvku. Při využití uvedeného postupu můžeme za pomoci sofistikovaných výpočetních metod simulovat odezvu na zatížení u rozličných konstrukcí. Nevýhodou tohoto přístupu je potřeba stanovit základní pracovní diagram na základě experimentu pro daný druh betonu, typ drátků a jejich dávkování. Dále je poněkud problematické správné stanovení koeficientu zohledňujícího vliv velikosti konstrukce. Obr. 1 Typický pracovní diagram drátkobetonu Fig. 1 Typical loaddeflection diagram of SFRC Vliv velikosti prvku se projevuje i v únosnosti prostého betonu, tedy má např. vliv i na maximální únosnost, kde v drátkobetonu rozptýlená výztuž působí jen minimálně. Zmíněný vliv je dán strukturou betonu. Vliv struktury betonu je však oproti vlivu drátků výrazně menší, a proto se pro konstrukce běžných rozměrů zanedbává a zavádí se diagram podle obr. 1. Size effect prostého betonu je zapotřebí zohledňovat v konstrukcích mimořádně velkých rozměrů. ANALYTICKÝ PŘÍSTUP K MODELOVÁNÍ SFRC Stanovení množství aktivních drátků Jak již bylo nastíněno v úvodu, cílem výzkumu je vytvoření materiálového modelu, který zohledňuje jednotlivé složky SFRC zvlášť, tedy umožňuje podle druhu betonu, typu drátků a jejich dávkování predikovat odezvu konstrukce reálné velikosti. Tento text se věnuje výhradně konstrukcím zhotoveným ze SFRC namáhaným ohybovým momentem. Zavedeme předpoklad, že se beton poruší tahem za ohybu. S narů stajícím zatížením se nejprve aktivuje beton v tahu, v němž drátky plně spolu působí s betonem, následně dojde k vzniku mikrotrhlin, v nichž se drátky postupně aktivují, a poté se jedna z mikrotrhlin začne rozvíjet a v ní se plně aktivují drátky, které se postupně vytahují z betonové matrice. Prvním potřebným krokem je určení množství drátků, které se uplatňují při vzniku trhliny. Velmi jednoduchým výpočtem získáme množství drátků daného profilu a délky v objemové jednotce, to je údaj, který uvádí většinou i výrobce. Dále zavedeme předpoklad, že drát- 1 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 67

70 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 2 3 ky jsou po celém objemu betonovaného konstrukčního prvku rozděleny rovnoměrně. Tento předpoklad je v globálním měřítku splněn v případě, že se dodržuje s potřebnou pečlivostí technologie výroby a ukládání betonu. Ale i při pečlivém zpracování rozdělení drátků nelze docílit úplné homogenity, vždy jsou místa s větší a menší hustotou drátků. Zásadní je však, aby tato místa byla rozdělena rovnoměrně. Pokud je uvedené splněno a konstrukční prvek má dostatečnou velikost, můžeme pro numerickou analýzu předpokládat homogenní rozdělení drátků. Dalším důležitým ukazatelem je odklon drátků od roviny. Předpokládejme, že se jedná o deskový prvek betonovaný ve vodorovné poloze. Zatížen bude kolmo na rovinu, takže nejpravděpodobnější pozice trhliny je svislá. Důležité je, kolik drátků bude v trhlině aktivováno. Odklon drátků od předpokládané roviny trhliny při pohledu shora na prvek můžeme považovat za vcelku nahodilý, úhly odklonu jednotlivých drátků jsou rovnoměrné, a to zejména pokud je prvek dostatečně velký a uspořádání drátků podél postranního bednění má bezvýznamný vliv. Naopak odklon drátků při pohledu ze strany vykazuje značnou nerovnoměrnost, neboť s ohledem na ukládání a hutnění betonové směsi drátky zaujímají svislou nebo skoro svislou polohu jen ojediněle (obr. 2). Rozhodujícím faktorem je rovněž počet drátků aktivních v trhlině. Vyjde - me-li z předpokladu rovnoměrného rozdělení drátků, je možné vypočítat počet drátků v objemové jednotce. Z toho lze rovněž odvodit množství drátků, které mají střed ve vrstvě dané tloušťky a rozměru např. vrstva tloušťky 10 mm a rozměru 1 1 m. Za předpokladu jednosměrně uspořádaných drátků kolmo na uvedenou vrstvu se v této vrstvě uplatní drátky z počtu vrstev odpovídajících délce drátků např. vrstva 10 mm, drátek 60 mm, 6 vrstev (obr. 3). Obdobně lze vyřešit úlohu s ukloněnými drátky, kde participuje místo délky drátků průmět délky drátků kolmý na předpokládanou trhlinu. Uvedené lze realizovat pro různé orientace drátků. Tímto postupem lze stanovit počet drátků aktivních v předpokládané trhlině: n lay = dos t lay / m f, (1) kde n lay [ks/m 2 ] je počet drátků se středem ve vrstvě, t lay [m] tloušťka vrstvy, dos [kg/m 3 ] dávkování drátků a m f [kg] hmotnost jednoho drátku. Množství drátků působících v daném směru se určí poměrem v závislosti na počtu tříd odklonů drátků. Dále se určí počet drátků daného sklonu participujících v ploše n fib [ks/m 2 ] (např. v předpokládané trhlině): n fib = n lay,grad (l f /t lay ) cos α y cos α z, (2) kde n lay,grad [ks/m 2 ] je počet drátků daného sklonu α se středem ve vrstvě, l f [m] délka drátku, t lay [m] tloušťka vrstvy a α y, α z [rad] odklony drátku od svislé a vodorovné roviny. Síla přenášená drátky Sílu, kterou drátky přenášejí, lze chara k - terizovat pull-out diagramem, což je vztah síly přenášené jedním drátkem v závislosti na jeho vytažení. Tento diagram lze stanovit experimentálně pull- -out testem, a to jak pro jednotlivé úhly odklonu drátku od roviny, tak pro různé kotevní délky. Kotevní délka drátku se může pohybovat od 0 mm do délky rovné polovině délky drátku. Delší kotevní délku nelze předpokládat, neboť pak rozhoduje kotevní délka drátku na druhé straně trhliny. U drátků umístěných šikmo vůči trhlině tahová síla nepůsobí ve směru drátku, nýbrž šikmo vůči drátku, a tomu odpovídá i jiný charakter lokálního porušení. Mezní síla přenášená drátkem je závislá na druhu porušení. Drátek se může z betonové matrice vytáhnout, nebo přetrhnout. Odpor proti vytažení drátků je limitován jeho soudržností s betonem po celé kotevní délce a dále pak účinkem zakotvení koncového háku. Někteří výrobci pro zvýšení kotevní síly u drátků vyšších pevností vyrábějí dvojitý koncový hák. Z uvedeného by se mohlo zdát, že v tomto případě není mezní síla v drátku závislá na pevnosti použité oceli. Odpor proti vytažení však ovlivněn pevností oceli je, neboť na ní je závislé množství energie potřebné na deformaci (narovnání) koncového háku. Kotevní síla jednotlivých drátků je do značné míry ovlivněna složením betonové směsi. Zejména jemné složky betonové směsi zajišťují kvalitní obalení drátků a dosažení vysoké soudržnosti betonu a drátku (po délce i v kotevních hácích). Složení betonové směsi ovlivňuje rovněž i rovnoměrnost rozptýlení drátků v konstrukci. Numerická analýza V současnosti je numerická analýza soustředěna na ohybové namáhání betonové konstrukce (příp. vzorku), která se poruší tahem. Vlivem rostoucího zatížení v konstrukci vzniká síť mikrotrhlin a posléze malých trhlin, z nichž se obvykle jedna začne rozvíjet. Předpokládá se tedy porušení jednou trhlinou. V předchozích odstavcích je popsáno, jakým způsobem lze stanovit počet ideálních drátků v trhlině, které se podílejí na přenosu zatížení. Při malé deformaci, dokud nevznikne trhlina, se předpokládá působení drátků společně s betonem stejné relativní deformace. Po vzniku trhliny se drátek nejprve lineárně pružně protahuje až do hodnoty dosažení mezní únosnosti soudržnosti drátku, poté se začne postupně vytahovat z betonu a síla v něm se stanoví podle pull-out diagramu. V případě, že by byla soudrž- 68 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

71 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Obr. 2 Odklon drátků od plochy trhliny ve svislém a vodorovném směru Fig. 2 Inclination of fibres from the crack surface in vertical and horizontal orientation Obr. 3 Aktivní drátky v trhlině v závislosti na pozici a odklonu Fig. 3 Active fibres in a crack dependence on position and inclination Obr. 4 Schéma namáhání ohýbaného prvku z drátkobetonu Fig. 4 Stress distribution of an element made of SFRC subjected to bending Obr. 5 Porovnání pracovních diagramů pro různé velikosti prvků: a) zkušební trámec 150 x 150 mm, b) segment tloušťky 250 mm, c) segment tloušťky 500 mm Fig. 5 Comparison of load-deflection diagrams test samples of different size: a) test beam 150 x 150 mm, b) precast segment depth 250 mm, c) precast segment depth 500 mm Obr. 6 Příprava vzorků drátky ve sklonu 45 Fig. 6 Sample preparation fibres inclined at 45 4 Síla [kn] Síla [kn] Síla [kn] Deformace [mm] Deformace [mm] Zkušební trámec 150 x 150 mm Segment tloušťky 250 mm Segment tloušťky 500 mm 1fázový model 2fázový model 1fázový model 2fázový model 1fázový model 2fázový model Deformace [mm] nost vyšší než pevnost oceli, řídí se síla v drátku pracovním diagramem oceli. Beton v tahu je modelován standardním pracovním diagramem s vlivem tahového změkčení. Uvedený postup vychází z tvaru a rozevření trhliny. Zjednodušeně se předpokládá trhlina tvaru písmene V s ostrým kořenem. Rozevření trhliny je ovlivněno trojúhelníkovými plochami vzniklými pružným odlehčením betonu. Celkové rozdělení vnitřních sil je patrné ze schématu na obr. 4. Rozevření trhliny se vypočítá ze zakřivení průhybové čáry: u(z) = 2κ z (z z ct ), (3) kde u(z) [m] je rozevření trhliny funkce proměnné z, κ [m -1 ] křivost průhybové čáry, z [m] souřadnice měřená od neutrální osy k taženému okraji průřezu 5a 5b 5c a z ct [m] souřadnice z dosažení tahové pevnosti betonu kořen trhliny. Výsledkem numerického řešení je pra covní diagram ohýbaného prvku ohybový moment / křivost. Tento diagram lze pak již snadno přepočítat na běžný diagram síla/průhyb. Základní řídicí hodnotou je cyklus pro křivost průřezu, z které se vypočtou relativní deformace betonu a rozevření trhliny v závislosti na poloze neutrální osy. Iteračním postupem se pak stanoví poloha neutrální osy v závislosti na rovnováze vnitřních sil v průřezu a následně se dopočte celkový ohybový moment přenášený průřezem M tot [knm]: M tot = M cc + M ct + M f, (4) kde M cc [knm] je moment přenášený betonem v tlaku lineární průběh, M ct [knm] moment přenášený betonem v tahu zohledňuje tahové změkčení a M f [knm] moment přenášený drátky odpovídá průběhu pull-out testu v závislosti na rozevření trhliny. Metodika výpočtu zahrnuje vliv velikosti prvku. Nejedná se však o empirický vztah, ale o model zahrnující teoretické předpoklady. Vliv velikosti prvku Vliv velikosti prvku je přehledně znázorněn na příkladu konstrukcí o rozdílné tloušťce prvku. Pracovní diagram zkušebního trámce je nastaven tak, aby výsledky z jednofázového a dvoufázového modelu byly téměř shodné (obr. 5a). Na dalších diagramech (obr. 5b,c) je patrný rostoucí rozdíl mezi hodnotami vypočtenými jednofázovými (červená křivka) a dvoufázovými modely (modrá křivka). EXPERIMENTÁLNÍ ČINNOST Uspořádání pull-out testů Nejběžnější forma uspořádání pull-out testů je drátek vyčnívající 1/2 své délky z betonu, uložený kolmo k povrchu vzorku, zatížený normálovou silou. Takto uspořádaných testů lze vyhledat spoustu. V reál né konstrukci se obdobné uspořádání vyskytuje jen zcela náhodně. Pozice trhliny je nepředvídatelná, drátky jsou umístěny víceméně náhodně. S cílem získat reprezentativní údaje byl realizován soubor testů pro různou kotevní délku a různé sklony drátků. Zkušební tělesa byla vyrobena ve tvaru desky. Do dolní bednicí plochy byly upevněny jednotlivé drátky v pravidelném rastru tak, aby ve stanovené délce (1/2 nebo 1/4 délky drátku) a v daném úhlu (90 nebo 45 ) vyčnívaly (obr. 6). Takto se vzorky zabetonovaly a zhutnily. Celkem bylo vyrobeno šest vzorků, přičemž dva vzorky obsahovaly drátky zabetonované kolmo do poloviny délky, dva vzorky drátky uložené kolmo do 1/4 a poslední dva vzorky byly s drátky v úhlu 45 zakotvenými do poloviny délky. Každý vzorek obsahoval 16 drátků. Po zatvrdnutí betonu byly realizovány zkoušky únosnosti metodou řízené deformace, kdy byl jednotlivě každý drátek vytahován z betonu konstantní rychlostí deformace, přičemž byla měřena silová veličina odpor drátku proti vytažení (obr. 7). Celkem bylo testováno šest vzorků o 16 drátcích, získalo se tedy celkem 96 pracovních diagramů drátků. Pro test byl použit běžně užívaný beton třídy C45/55, drátky délky 60 mm, profilu 1 mm, nominální pevnosti MPa. 6 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 69

72 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Síla [N] a 0 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 6 6,5 Posun příčníku [mm] Obr. 7 Uspořádání zkoušky Fig. 7 Test arrangement Obr. 8 Graf vytažení drátku: a) kolmé drátky zakotvené ½ délky, b) kolmé drátky zakotvené ¼ délky, c) drátky skloněné 45 zakotvené ½ délky Fig. 8 Pull-out diagram: a) perpendicular fibres casted to ½ of their length, b) perpendicular fibres casted to ¼ of their length, c) fibres inclined at 45 casted to ½ of their length Obr. 9 Pracovní diagram zkušebního trámce srovnání experimentu s analýzou Fig. 9 Test beam load-deflection diagram comparison experiments vs. analysis Síla [N] 8b ,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 6 6,5 Posun příčníku [mm] Současně s uvedeným byly realizovány doplňkové standardní testy tlakové pevnosti, modulu pružnosti a pracovních diagramů trámců namáhaných čtyřbodovým ohybem. Výsledky testů Výsledky jsou zobrazeny ve formě pracovních diagramů a jsou seřazeny přehledně podle typu zkoušky. Pracovní diagramy kolmo zabetonovaných drátků na různou hloubku jsou tvarově podobné (obr. 8a až c). Přestože je hloubka zakotvení výrazně rozdílná 30 a 15 mm, je mezní tahová síla rozdílná jen málo. Zakotvení 30 mm průměrná mezní síla 686 N, zakotvení 15 mm průměrná mezní síla 650 N. Ve všech případech došlo k vytažení drátků. Z uvedeného vyplývá, že pro stanovení únosnosti drátků má vliv koncové úpravy drátku rozhodující význam. Drátky zabetonované pod úhlem 45 dosahovaly vyšší únosnosti průměrná mezní síla 905 N. V řadě případů (cca 60 %) došlo k přetržení drátků (náhlý pokles únosnosti na pracovním diagramu, obr. 8c). Patrná je menší tuhost skloněného Síla [N] 8c ,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 6 6,5 7 Posun příčníku [mm] drátku, kdy jeho únosnost odpovídající mezní únosnosti kolmého drátku je dosažena při cca 2x větší deformaci. Rovněž i rozptyl jednotlivých křivek je větší, zřejmě závisí na velikosti zrn při povrchu betonu v okolí testovaného drátku. Tento druh experimentu je zcela unikátní, jelikož velká většina pull-out testů se zkouší tahem pouze ve směru drátků. Výsledky znamenají posun v přístupu k problematice, neboť se většinou zavádí předpoklad úbytku únosnosti s odklonem drátku až do nulové hodnoty pro drátek rovnoběžný s povrchem. Experimenty však ukazují, že pro některé hodnoty odklonů drátků je únosnost naopak vyšší a že závislost na odklonu drátku je poněkud složitější. Sadou pull-out experimentů byly prokázány následující závěry: mezní únosnost není lineárně závislá na délce uložení, zřejmý je vliv koncové úpravy drátku, mezní únosnost drátků skloněných v úhlu 45 je vyšší oproti drátkům kolmým, 70 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

73 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH skloněné drátky vykazují nižší tuhost oproti drátkům kolmým Drátky 60/1 mm 47 kg/m 3 Testy trámců namáhaných ohybem Výsledky analýzy byly ověřeny porovnáním s experimenty trámce namáhané čtyřbodovým ohybem. Byly testovány vzorky vyztužené různými typy drátků. Pro ilustraci je uveden reprezentativní vzorek (obr. 9). Zatížení 2xF [kn] Experiment 1 Experiment 2 Experiment 3 Analýza ZÁVĚR Navrhování konstrukcí z betonu vyztuženého rozptýlenou ocelovou výztuží začíná zaujímat v segmentu tunelového stavitelství své nezastupitelné místo. Výstavba efektivní konstrukce vyžaduje návrhový postup a numerické analytické metody, které umožní návrh bezpečné, spolehlivé i ekonomické konstrukce, přičemž budou vhodně využity přednosti příslušných materiálů. Uvedená metodika je jedním z kroků navrhování konstrukcí ze SFRC a je použitelná pro základní namáhání konstrukčních prvků ohybovým momentem. Aby výsledky analýzy odpovídaly reál nému působení konstrukce, je zapotřebí vstupní data získat ze souboru experimentů. Kromě běžně zjišťovaných pracovních diagramů betonu je potřebné mít k dispozici výsledky pull- -out testů pro kolmé i skloněné drátky. Uvedené testy na malých vzorcích jsou však velmi jednoduché oproti testům na reálné konstrukci. Cílem tedy je na základě jednoduchých testů na malých vzorcích a následné numerické analýze navrhnout optimální konstrukci požadovaných vlastností. Výsledky lze pak již jen ověřit testem reálného prvku. Průhyb [mm] Projekt je řešen za podpory programu Centra kompetence Technologické agentury České republiky (TAČR), číslo projektu: TE Dr. Ing. Petr Vítek Metrostav, a. s., Divize 5 petr.vitek@metrostav.cz Text článku byl posouzen odborným lektorem. The text was reviewed. 25. ROČNÍK SOUTĚŽE STAVBA ROKU PŘEDSTAVUJE STAVBY Od června se na prezentuje 52 staveb, z toho 5 objektů v zahraničí. Soutěží stavby různých velikostí i druhů komerční, bytové i historické stavby, liniové, dopravní, průmyslové i úpravy veřejného prostoru. Odborná osmičlenná porota a Sbor expertů s 18 specialisty zahájili hodnocení s cílem vybrat stavby do druhého kola pro osobní návštěvu a následně nominaci 15 staveb na titul STAVBA ROKU. Nominace budou vyhlášeny 7. září a tím bude i odstartováno hlasování veřejnosti. Slavnostní udílení 5 titulů a 12 Zvláštních cen proběhne 5. října v Betlémské kapli v Praze. HLASUJTE OD ZÁŘÍ O NEJLEPŠÍ STAVBU ROKU 2017 I VY! * Stavební úpravy a rekonstrukce objektu výškové budovy v Měšicích u Prahy se prezentuje v soutěži STAVBA ROKU 2017 Firemní prezentace 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 71

74 HISTORIE HISTORY MOST PŘES JIZERU U SOJOVIC BRIDGE OVER THE JIZERA RIVER AT SOJOVICE 1 Kamil Elleder, Vladislav Hrdoušek V příspěvku je popsána historie, výstavba i současný stav mostu přes Jizeru u Sojovic, který patří k našim nejstarším železobetonovým trámovým mostům. Most byl postaven v roce The report describes history, construction and present condition of the bridge near Sojovice over the Jizera river. The bridge is one of the oldest reinforced concrete beam bridges in the Czech Republic; it was built in Jizera za Benátkami opouští zahloubené údolí a dostává se do ploché lesnaté krajiny. Jejím hlavním znakem jsou rozsáhlé štěrkové terasy, táhnoucí se od Kostelce nad Labem až k Lysé nad Labem s množstvím kvalitního písku a štěrku vhodného pro stavebnictví. Příhodné jsou také podmínky pro jímání kvalitních podzemních vod. V roce 1908 začala v této oblasti výstavba vodáren pro hlavní město Prahu, což znamenalo vybudování více než 600 studní podél Jizery od Káraného až po Benátky nad Jizerou. Projekt předpokládal v úseku u Sojovic vyhloubení nového koryta Jizery a zbudování nového přívozu. V té době vznikla také myšlenka nahradit přívoz mostem. Příprava stavby probíhala od roku 1908 pod vedením Kanalizační komise pro úpravu dolní Jizery, most byl postaven hned v roce následujícím. 2a 2b 2c 2d 2e 2f 72 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

75 HISTORIE HISTORY 3a 3b 3c TROCHU HISTORIE V 16. až 18. století stával přes Jizeru dřevěný most v blízkém Skorkově. Jeho zánik vedl v Sojovicích ke zřízení přívozu, který nahradil dřívější brod. Až do roku 1909 zajišťoval kromě sojovického přívozu přechod přes řeku Jizeru dřevěný most na liberecké silnici v nedalekých Tuřicích, na který navazoval ještě starší inundační kamenný most s barokními sochami. Mosty musely být často, zejména po povodních, nákladně opravovány. Při téměř pravidelných letních uzavírkách pro dílčí opravy mostu využívaly povozy blízký most v Kochánkách. Nejstarším železobetonovým mostem v dolním Pojizeří je pravděpodobně přemostění Klenice v Mladé Boleslavi. Most u Sojovic (stojící na katastru obce Skorkov; hranici katastru tvoří původní koryto Jizery) je z roku 1909 [1]. Novější jsou obloukové mosty s dolní zavěšenou mostovkou, které byly postaveny v Horkách nad Jizerou (1922), v Debři (1923) a v Bakově nad Jizerou (1926). V roce 1924 byly postaveny železobetonové oblouky železničního viaduktu v Dolním Krnsku [2], jehož opěry a pilíře z kamenného zdiva jsou starší. Oblouky s horní mostovkou jsou z roku 1931 v Mohelnici nad Jizerou a z roku 1936 spojující Nový Vestec s Káraným. O OSOBNOSTECH SPOJENÝCH S VÝSTAVBOU MOSTU U SOJOVIC V záměru postavit most sehráli zřejmě určitou důležitou roli přednosta technického oddělení místodržitelství c. k., stavební rada Ing. Karel Podhájský a Ing. Stanislav Špaček, kteří navrhli, aby zlatých, určených pro výstavbu přívozu, bylo využito jako základ pro výstavbu nového mostu. Jejich návrh ovlivnily zejména katastrofální povodně (na úrovni cca Q 100 ) v letech 1888 a Původně se počítalo se spojitou mostní konstrukcí o třech polích s rozpětími m. Při vodoprávním řízení se objevily určité výhrady k návrhu mostu, které vedly k zesílení pilířů, jeho prodloužení a také preferování prostých nosníků před nosníkem spojitým. Při vodohospodářském projednání byl, vzhledem k povodňovým průtokům na Jizeře, nakonec schválen most z prostých nosníků o čtyřech polích. Není bez zajímavosti, že navržené a provedené prosté nosníky komentovala redakce [1] tak, že dlužno toho velmi litovati, že proti konstrukci spojité bylo tu rozhodnuto pro nosníky prosté. V navazujícím textu následovalo zdůvodnění. Autorem prvních návrhů mostu o třech polích i přepracovaných návrhů byl Ing. Ladislav Vávra, projektant stavební firmy Miroslava Hollmana. Na návrhu spolupracoval architekt František Sander, který působil na Vyšší průmyslové škole v Praze na Smíchově (později se škola přestěhovala do dnešní Dušní ulice) a který měl za sebou mnohé návrhy i realizace významných staveb pro Kanalizační komisi. Byl to návrh roudnického mostu z roku 1903 (realizován o deset let později) či jezového mostu v Miřejovicích. V roce 1904 se podílel na návrhu zdymadla Hořínského kanálu. Sander se v roce 1905 zúčastnil také soutěže na nový most v Praze u Rudolfina. V letech 1911 až 1912 se podílel na realizaci mostů v Hradci Králové. Obr. 1 Dobová fotografie mostu u Sojovic z roku 1926 Fig. 1 Year 1926 original photo of the bridge at Sojovice Obr. 2 Most přes Jizeru u Sojovic: a) celkový pohled, b) domek pro výběrčího mýtného, c) architektonické ztvárnění konzol, d) betonové sloupky zábradlí, e) detail zdvojeného sloupku nad pilířem, f) poslední betonový sloupek zábradlí zdobený vlnovkou Fig. 2 Bridge over the Jizera river near Sojovice: a) general view, b) house for toll collector, c) architectural interpretation of the cantilevers, d) concrete columns of the railing, e) detail of the double column on the pillar, f) the last concrete column decorated with wave Obr. 3 a) Podélný řez, b) příčný řez, c) výztuž hlavního trámu Fig. 3 a) Longitudinal section, b) cross section, c) reinforcement of the main beam KONSTRUKCE MOSTU Postavený most má čtyři jednotlivá pole o světlosti otvorů m. Šířku mezi zábradlím má pouze 5 m, tak jak to bylo v té době zvykem. Nosnou konstrukci tvoří v příčném řezu tři železobetonové trámy v největším poli výšky 2 m a šířky 0,6 m s deskou mostovky tloušťky 0,2 m a s hustými příčnými ztužidly ve vzdálenosti 2,75 m vysokými pouze 0,6 m. Pro výztuž byla využita plávková ocel, jejíž jakost byla zjišťována při přejímce přímo v kladenských železárnách. Pro beton bylo použito v místě stavby vytěžené kamenivo. Cement pocházel z cementárny Beroun, kde byly provedeny také jeho zkoušky. Před vlastní betonáží byla zkoušena pevnost betonu při různých poměrech míchání a v [1] se komentuje vliv rozměrů zkušebních těles s doporučením používat kostky o hraně až 300 mm. Podíl architekta Sandera na návrhu mostu u Sojovic je zřetelný. Masivní tří- 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 73

76 HISTORIE HISTORY Obr. 4 Současný stav mostu: a) spodní líc mostu s korodující výztuží, b) uložení trámu, c) detail výztuže, d) detail krajního trámu Fig. 4 Present condition of the bridge: a) bottom view with the corroded reinforcement, b) bearing of the beam, c) detail of the reinforcement, d) detail, arra ngement of the edge beam 4a 4c 4b 4d Literatura: [1] ŠPAČEK, S. Stavba mostu přes Jizeru v Sojovicích. Technický obzor. 1910, ročník XVIII, č. 10. [2] PAMÁTKOVÝ KATALOG. Železniční most. Památkový katalog [online] Národní památkový ústav. Dostupné z: pamatkovykatalog.cz? element= &action= element&presenter= ElementsResults trámovou konstrukci zjemňují elegantní esovitě prohnuté konzoly a odstupňování tloušťky krajních trámů na pohledové straně. Na čelech pilířů nad úložnými prahy pilířů jsou architektonicky ztvárněné zdvojené nástavce, které zdůrazňují členění mostu na jednotlivá pole. Za pozornost stojí i rozvrh betonových sloupků zábradlí. Nad pilíři umístil Sander zdvojené sloupky připomínající motiv tzv. vlaštovčího ocasu (námět pocházející z benátské renesance, který zdomácněl i v českém prostředí). Další betonové sloupky jsou umístěny jen nad zdvojenými konzolami přibližně ve čtvrtinách rozpětí, zatímco uprostřed pole sloupky chybí jsou formálně zastoupeny vertikálním motivem v ocelovém zábradlí. Betonové sloupky jsou směrem k vozovce nahoře zkoseny a z vnějšku jsou ozdobeny vertikální rytou vlnovkou. POSTUP VÝSTAVBY Výstavba mostu předcházela přeložce koryta řeky, a tudíž se zakládalo plošně v jímkách přístupných po terénu, ovšem za značného průsaku vody z Jizery skrz štěrkopískové vrstvy. S vytyčo vá ním se začalo 15. dubna 1909 a be tonování prvního mostního pole proběhlo začátkem srpna Zatěžovací zkouška byla provedena 2. prosince 1909 a o tři dny později, 5. prosince dopoledne, se konalo slavnostní otevření mostu za přítomnosti významných osobností brandýského okresu a dokonce i arci vévody Karla Františka Josefa. Stavbu finančně podpořily státní zemská subvence, příspěvky okresu a Zemské komise pro úpravu řek v Čechách. Zbytek nákladu, který činil celkem korun, měl být hrazen z mýtného. Obec proto postavila na levém břehu domek pro výběrčího, který navrhnul mladoboleslavský stavitel Josef Kulhavý. Stěny domku jsou vyzděny z dutých betonových tvárnic a jeho stavba trvala pouhý týden. Je dodnes dobře dochován. SOUČASNÝ STAV Most dosud slouží dopravě. Šířka vozovky je pouze 3,5 m s oboustrannými zvýšenými chodníky šířky 1,1 m. Zajímavostí je, že v ploše chodníku je vytvarován žlábek pro odvedení dešťové vody. Zatížitelnost je omezena při normálním zatížení na 8 t a při výjimečném na 10 t. Poškození, způsobené patrně při povodni neseným materiálem, je patrné především na spodních hranách krajních trámů. Na několika místech je odhalena betonářská výztuž, která značně koroduje. V minulosti byla prováděna diagnostika konstrukce. Byla zjišťována pevnost betonu a vyztužení. Sondou byla zjištěna výztuž uspořádaná ve třech vrstvách, ale poté nebylo místo ošetřeno. Samozřejmě, že je patrné zatékání vody, zejména v dilatačních spárách mezi nosníky. Jsou pozorovány také trhliny a výkvěty. Most zásadně omezuje dopravu na silnici II/331 mezi Starou Boleslaví a Lysou nad Labem, a proto je připravena stavba nového mostu nedaleko po proudu Jizery. Domníváme se, že současně s jeho výstavbou by bylo nanejvýš vhodné dopravně řešit celý obchvat Sojovic. ZÁVĚR Stávající most přes Jizeru u Sojovic patří k našim nejstarším železobetonovým trámovým mostům, s jehož výstavbou se pojí práce našich vynikajících odborníků té doby. Je ukázkou aktivního přístupu úřadů při změně projektu a rychlé výstavby mostu v jednom ročním období. Bylo by záslužné most uchovat budoucím generacím jako připomínku poctivé práce a cenné architektury. Most by mohl po opravě i při svých omezených parametrech sloužit nadále, třeba jen pro pěší a cyklisty. Zároveň by se mohl stát významnou technickou památkou pro celý region dolního Pojizeří. Za dílčí konzultace děkujeme Ing. arch. Aleně Rákosníkové z Národního památkového ústavu, územní odborné pracoviště středních Čech. Ing. Kamil Elleder, Ph.D. Český hydrometeorologický ústav Praha elleder@chmi.cz doc. Ing. Vladislav Hrdoušek, CSc. Fakulta stavební ČVUT v Praze 74 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

77 FIREMNÍ PREZENTACE COMMERCIAL PRESENTATION Odborníci na bednění. Pomáháme realizovat Vaše plány Přejeme vše nejlepší ke stému vydání časopisu BETON TKS, mnoho spokojených čtenářů a článků o Vašich zajímavých projektech. Realizovaných třeba s bedněním Doka. Bednicí systémy Doka mohou vtisknout tvar i Vašim představám. Protože jen s kvalitním bedněním je možné dosáhnout perfektních výsledků. A je jisté, že s pomocí bednění Doka vznikají unikátní a jedinečné projekty. Vaše projekty. Firemní prezentace Firemní prezentace facebook.com/ceskadoka Building up Efficient and Sustainable Transport Infrastructure , Praha Srdečně Vás zveme na mezinárodní odbornou konferenci Building Up Efficient and Sustainable Transport Infrastructure (BESTInfra 2017), kterou uspořádá ve dnech září 2017 Centrum pro efektivní a udržitelnou dopravní infrastrukturu (CESTI) na Fakultě stavební ČVUT v Praze pod záštitou ministra dopravy České republiky Ing. Dana Ťoka, COST TU 1406, Platfórma Tecnológica Ferroviaria Espaňola (PTFE) a Technologické agentury České republiky. Témata: Vysokohodnotné materiály s nízkou energetickou náročností Silnice, mosty a tunely se zvýšenou odolností a delší životností Pokročilé technologie a výrobky pro železniční stavby Systémy managementu, posuzování trvanlivosti a analýza nákladů životního cyklu v dopravní infrastruktuře Ochrana životního prostředí a zelená dopravní infrastruktura Bezpečnost, spolehlivost a diagnostika konstrukcí Registrace otevřena. Přihlášeno téměř 150 příspěvků z více než 20 zemí světa. Kontaktní osoba: Petr Bílý, Fakulta stavební ČVUT Tel.: petr.bily@fsv.cvut.cz Více informací a registrační formulář naleznete na 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 75

78 HISTORIE HISTORY ŽELEZOBETONOVÝ OBLOUKOVÝ MOST V PODOLSKU REINFORCED CONCRETE ARCH BRIDGE IN PODOLSKO 1 Tomáš Janda V září uplyne 75 let od uvedení do provozu významného vrcholu československého mostního stavitelství železobetonového obloukového mostu v Podolsku. Stavba mostu je v příspěvku připomenuta pomocí fotografií a autentických zápisků vedoucího stavebního dozoru Ing. Čárnyše. In September 2017, it will be 75 years from when one of the icons of Czech bridge engineering reinforced concrete arch bridge was put in operation. The construction of the bridge is commemorated by pictures and authentic notes of the Head of building supervision Ing. Čárnyš. 1. září t. r. uplyne 75 let od doby, kdy byl do provozu uveden železobetonový obloukový most v Podolsku. Tato elegantní konstrukce představuje vrchol československého mostního stavitelství 1. poloviny 20. století. Návrh mostu získal na architektonické výstavě v Paříži v roce 1937 zlatou medaili a byl nazván Le beau pont de ľ Europe, tedy krásný most Evropy, a další ocenění získal v roce 1939 na výstavě v belgickém Lutychu. NEŽ SE ZAČALO Podolsko v jižních Čechách, které spolu s obcí Podolí a osadou Rastoty tvořilo odedávna jeden správní celek, se nacházelo na staré obchodní cestě vedoucí z Bavorska do Haliče, pozdější císařské silnici. Zdejší přívoz ale dopravu značně zdržoval, proto bylo rozhodnuto postavit zde most. Ten první byl řetězový a slavnost položení jeho základního kamene se konala 26. května Řetězy mostu byly upevněny do mohutných kamenných pylonů o výšce 10,25 m, vlastní mostovka z dubových desek byla dlouhá 87 m a 6 m široká. Most, jehož nosnost byla 30 q, byl uveden do provozu v roce I přestože na tomto místě od roku 1942 převáděl přes řeku většinu dopravy nový železobetonový most, původní řetězový most stál věrně po jeho boku do roku 1960, kdy bylo rozhodnuto o jeho snesení především kvůli napouštění Orlické přehrady, která by jej zaplavila. Ještě v roce 1959 byl prohlášen za národní technickou památku, poté byl rozebrán a zase složen z kvádrů a ocelových částí u Markova mlýna v údolí řeky Lužnice nedaleko obce Stádlec. 2a 2b 76 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

79 HISTORIE HISTORY Obr. 1 Pohled na most v Podolsku po napuštění Orlické přehrady v 60. letech Fig. 1 View to the bridge in Podolsko after filling up the Orlická dam in the 1960s Obr. 2 a) Příčný řez b) podélný řez Fig. 2 a) Cross section, b) longitudinal section Obr. 3 Výkop pro základy pilířů a stavba svážnice Fig. 3 Excavation for the bases of piers and construction of the down-hill transportation path Obr. 4 Stavba koncové stanice svážnice a části stavebního dvora ŽELEZOBETONOVÝ OBLOUKOVÝ MOST Ve 20. letech 20. století řetězový most přestal vyhovovat prudce narůstající automobilové dopravě. Podnětem k vypracování povšechných návrhů na přestavbu nebo na stavbu nového mostu byla zejména jeho malá nosnost, nedostatečná užitná šířka, absence chodníků pro pěší a projektované splavnění Vltavy. V roce 1929 Ministerstvo veřejných prací definitivně rozhodlo o stavbě mostu nového, světová hospodářská krize však práce na povšechných studiích a navazujících projektech posunula až do poloviny 30. let. Stavba nového mostu byla zahájena v červnu 1938 a do provozu byl uveden 1. září Most je dlouhý 510 m a tvoří ho devět oblouků, z nichž největší má rozpon 150 m a ostatní 35,65 m. Na pravém vltavském břehu je šest menších oblouků, na levém jen dva. Původně plánovaná volná šířka mostu 7,5 m byla v roce 1937 na návrh Ing. Dr. Blažka zvětšena na 8,5 m, z toho připadlo 6 m na dlážděnou vozovku a 1,25 m na každé straně pro chodník. Šířka klenby ve vrcholu oblouků je 7,5 m, v patách 9,5 m. Vzepětí hlavního oblouku je 41,8 m, jeho tloušťka je 2 m. Hlavní klenba nese další dvě menší polokruhové klenby stejné šířky, tedy 7,5 m o tloušťce 0,75 m. Vzepětí osmi menších kleneb je 9,8 m. Na stavbu mostu bylo spotřebováno t ocelové výztuže, t cementu a m³ dřeva. Zpracováno bylo celkem t betonu. Most postavila za tehdejších 26 milionů korun firma Ing. B. Hlava. Fig. 4 Construction of the end station of the down-hill transportation path and parts of the construction field Obr. 5 Svážnice a základy pilířů na pravém břehu Fig. 5 Down-hill transportation path and bases of piers on the right bank Obr. 6 Betonáž základu pilíře č. 7 Fig. 6 Concreting the base of pier no. 7 Obr. 7 Beranění pilot bárek na pravém břehu Fig. 7 Ramming of the pile cluster on the right bank Obr. 8 Vybetonovaný pilíř č. 9 pod klouby Fig. 8 Concreted pier no. 9 under the joints Zprávy o výstavbě mostu Vedoucím státního stavebního dozoru, který na stavbě mostu v Podolsku pracoval od začátku až do úplného dokončení mostu v roce 1943, byl jmenován Ing. Vladimír Čárnyš (1903 až 1979), ruský emigrant, který v Československu dokončil studia přerušená bolševickou revolucí a po absolvování ČVUT nastoupil na mostní oddělení Ministerstva veřejných prací. V průběhu stavby psal Ing. Čárnyš každých čtrnáct dní hlášení o postupu výstavby a s odstupem několika let sepsal také vzpomínky z výstavby, jejichž první část byla zveřejněna v roce 1946 v časopisu Zprávy veřejné služby technické. (Rozsah vzpomínek Ing. Čárnyše je velmi obsáhlý a ke zveřejnění druhé části bohužel nikdy nedošlo. pozn. autora) /2017 technologie konstrukce sanace BETON 77

80 HISTORIE HISTORY Výročí podolského mostu je zde připomenuto publikováním části autentických zápisů Ing. Čárnyše, popisujících stavbu hlavního oblouku (hlavní klenby) mostu o rozpětí 150 m probíhající v druhé polovině roku 1939, a zároveň fotografiemi dokumentujícími celý průběh výstavby Stavba hlavní klenby Po postavení samostatných částí skruže od patek až k železným nosníkům ve vrcholu, avšak ještě před osazením těchto nosníků, bylo započato s pokládkou výztuže klenby, a sice od patek k prvním závěrovým pásům v délce 40 m. Následně od těchto pásů k dalším závěrům. V závěrových pásech se provedly styky všech podélných želez výztuže, aby výztuž při sesednutí skruže při betonování klenby a při smršťování betonu nevybočila a nedolehla na bednění. Podélná výztuž klenby byla z vyso kohodnotné oceli Roxor průměru 65 mm. Příčná výztuž byla z téže oceli o průměru 26 mm, svislé spony stahující horní výztuž se spodní byly z oceli C 37 o průměru 10 mm. Kontrolní zkoušky výztuže byly vykonány před jejím odesláním na staveniště přímo v železárnách a vesměs vyhověly. Průměrná plocha podélné výztuže v klenbě 2 m silné byla 0,78 % plochy betonu. Průměrné množství veškeré výztuže činilo 1,2 % obsahu betonu. Celková vypočtená váha výztuže klenby měla býti q. Skutečná váha dle dodacích listů byla q, tedy o 2,5 % větší. Všechny pruty Roxor o největší délce 20 m byly dodány železárnami na míru s přesností +/- 25 mm a byly uloženy do bednění bez ohybů a bez háků. Aby v příkrých částech klenby výztuž při osazení neklesla vlastní vahou, byly konce jednotlivých prutů spojeny mezi sebou objímkami 40/4 mm a utaženy klíny, které však nebránily menším pohybům výztuže při sesednutí skruže a smršťování betonu. Horní výztuž byla zavěšena dráty na příčné kleštiny bednění, které byly podepřeny železobetonovými sloupy 215/10/10 cm ve vzdálenosti 2 m od sebe. Spodní výztuž byla podložena cementovými podložkami 7/7/5 cm, užší částí obrácenými dolů. Mezi bedně BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

81 HISTORIE HISTORY Obr. 9 Pravobřežní část staveniště mostu Fig. 9 Right-hand part of the construction site of the bridge Obr. 10 Vybetonovaná a částečně odšalovaná 10. klenba Fig. 10 Arch no. 10 concreted and with partly removed formwork Obr. 11 Vybetonovaný základ pilíře č. 4, šalování pilíře a přípravné práce pro skruž hlavního oblouku Fig. 11 Concreted base of pier no. 4, formworking and preparational works for the main arch formwork Obr. 12 Celkový pohled na staveniště mostu ( ) Fig. 12 Total view of the construction site ( ) Obr. 13 Pohled na hlavní klenbu po rozebrání skruže v polovině dubna 1940 Fig. 13 View to the main arch after removal of the formwork in mid April 1940 Obr. 14 Příprava na betonáž mostovky nad 9. a 10. klenbou (červenec 1940) Fig. 14 Getting ready for concreting of the bridge slab above arch no. 9 and no. 10 (July 1940) Obr. 15 Celkový pohled koncem srpna 1940 Fig. 15 Total view end of August 1940 Obr. 16 Betonování 2. patra pilíře č. 3 Fig. 16 Concreting the second floor of pier no ním a výztuží byla ponechána mezera 7 cm s ohledem na lepší obalení výztuže betonem a hrubší štěrk v betonu. Pro rozepření bednění pásů v patkách a ve čtvrtinách byly předem zhotoveny z betonu F 2 vzpěry 325/25/30 cm vyztužené osmi pruty Roxor průměru 14 mm a třmínky. Do pásů v patkách bylo osazeno 16 těchto vzpěr a do pásů v čtvrtinách 5 vzpěr. Po osazení železných skruží a bednění ve vrcholové části klenby byla zde uložena výztuž se závěrovými styky v jednotlivých pásech. Aby bylo možno použíti spodních vložek této výztuže k zachycení příčného bednění pásů klenby a zároveň se ušetřilo na stykování želez, bylo 5 prutů spodní výztuže o celkové délce 99 m elektricky svařeno elektrodami Arkon Superend pomocí agregátu ČKD o 240 až 280 A. Svaření těchto prutů o průměru 65 mm, jichž na celou šířku klenby bylo 12 řad, provedl svářeč Kladenských železáren. Celkem bylo zhotoveno 48 tupých svárů V, k čemuž bylo spotřebováno 600 elektrod. S ohledem na postup betonování klenby byl celý obvod předem rozdělen příčným bedněním na 47 pásů lamel, dlouhých 3 až 4,8 m. Betonování bylo rozvrženo střídavě na obou stranách klenby. Nejdříve od patek klenby k závěrům ve čtvrtinách, pak souměrně v různých částech klenby tak, aby skruž byla namáhána co nejrovnoměrněji. Betonování celé klenby bylo rozděleno na 32 pracovních dnů. Lamely měly obsah 78 až 90 m 3 betonu, takže mohly býti vybetonovány za jeden den. Nejkratší doba pro odstranění příčného bednění lamel byla stanovena na 2 dny, pro pateční lamely na 3 dny. Sedm závěrových lamel, ve kterých byly volné styky želez výztuže, byly betonovány nejméně po 9 dnech po vybetonování sousedních lamel, aby smršťováním betonu a dotlačením skruže nepovstaly v betonu trhlinky. 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 79

82 HISTORIE HISTORY 17a 17b října 1939 bylo započato s betonováním první lamely u pravé patky a celá práce byla skončena 15. prosince V posledních dvou týdnech bylo betonování velmi ztíženo nepříznivými povětrnostními podmínkami. Ve dnech 7. až 10. prosince nebylo možno vůbec pracovati pro vánici a přerušení dodávky elektrického proudu. Pro beton hlavní klenby bylo použito směsí C 1 a B 4. Většinou byla používána směs C 1 a jemné směsi B 4 bylo používáno do míst kolem husté výztuže v lamelách č. 1, 2, 4, 5, 23, 26 a 28. Průměrná krychelná pevnost betonu po 10 až 11 měsících u betonové směsi C 1 byla 379 kg/cm 2 (po 28 dnech přibližně 290 kg/cm 2 ). U betonu B 4 byla krychelná pevnost po 38 měsících tvrdnutí 343 kg/cm 2 (po 28 dnech přibližně 265 kg/cm 2 ). Beton byl velmi hutný, měkké konsistence a po odbednění nebylo v betonu zjištěno ani hnízd, ani větších, okem viditelných pórů. Pro zhutnění betonu v bednění bylo použito jednak pneumatických pěchů, jednak ručních lehkých pěchů a,šavlí. K zajištění těsnosti pracovních spár na styku lamel byl povrch betonu odbedněného pásu před betonováním sousední lamely vždy řádně zdrsněn, očištěn, navlhčen a prohozen cementovou maltou, načež se betonovalo z výše uvedených směsí. Beton dopravený kabelovým jeřábem v koších nebo výtahy ve vozíkách se vysypával na pracovní podlahu nad příslušnou lamelou, odkud se házel lopatami do plechových násypných trub o průměru 12,5 cm, osazených nad jednotlivými místy pásů. Zpravidla bylo použito k rozvedení betonu šesti trub, přičemž pod každou troubou pracovali s pěchy dva dělníci. Sypání betonu do trub obstarávalo 6 dělníků, 3 tesaři přidávali horní bednění, takže na zpracování betonu v každém pásu bylo zaměstnáno průměrně 18 dělníků a tři tesaři. Pro betonování za mrazivého počasí byla provedena zvláštní opatření, aby tvrdnutí betonu bylo normální. Prostor u míchačky byl zabedněn a byla tam postavena kamna. Před míchačkou byly instalovány zvláštní bubny s naftovými hořáky na ohřívání písku a štěrku do betonu. Byl postaven velký kotel s výkonností 4 m 3 /hod pro ohřívání vody do míchačky. Nad hromadami písku a štěrku byly postaveny střechy a byly připraveny plachty na přikrytí hmot. Všech výše popsaných zařízení bylo v prosinci 1939 použito v plné míře. Písek a štěrk o původní teplotě -1 C při teplotě vzduchu -2 C byl v bubnech ohříván na teplotu asi 30 C. Voda pro beton byla ohřívána na teplotu asi 65 C. Po smíšení s cementem v míchačce měla směs asi 15 C, po dopravě a vysypání do bednění lamel asi 12 C a konečně po spěchování měl hotový beton nejméně 11 C. Zdražení betonu v důsledku těchto opatření bylo ovšem značné a při 500 m 3 betonu, předehřátého tímto 19 způsobem, činilo 17 % jednotkové ceny betonu (50 K na m 3 betonu). Tvrdnutí betonu bylo však i přes nízkou venkovní teplotu normální a počáteční vysoká teplota se v betonu ještě dlouho udržovala. Po 28 dnech klesla na 0 C přesto, že venkovní teplota tenkrát klesla na -24 C. Ve velké míře přispěla k tomu též izolace hotového betonu fošnami bednění, zaizolování chvojím a vytápění zabedněného prostoru nad lamelami při zpracování betonu. Po vybetonování klenby byla teplota lamel stále měřena až do léta 1940, a to na sedmi místech klenby. Jelikož nebylo možné obstarati elektrické odporové teploměry, bylo měřeno obyčejnými maximo-minimálními lihový mi teploměry, které byly osazeny v ocelových trubkách do svislých děr ponechaných při betonování, sahajících do poloviny tloušťky klenby. Trubky se uzavíraly dlouhými dřevěnými zátkami. Zároveň byla měřena vnější teplota rovněž maximo-minimálními teploměry. Porovnáme-li největší ideální zvýše- 80 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

83 HISTORIE HISTORY Obr. 17a,b Přístroje při měření v rámci zatěžkávacích zkoušek velké klenby Fig. 17a,b Load bearing tests of the main arch instruments and equipment Obr. 18 Injektování 9. klenby ( ) Fig. 18 Injection of arch no. 9 ( ) Obr. 19 Betonování 3. klenby Fig. 19 Concreting of arch no. 3 Obr. 20 Celkový pohled na stavbu mostu ( ) Fig. 20 Total view of the bridge ( ) Obr. 21 Celkový pohled na most s probíhajícím šalováním vozovky nad 3. a 4. klenbou Fig. 21 Total view of the bridge when formworking the bridge slab above arch no. 3 and no. 4 Obr. 22 Lešení s pracovními ochozy u stěn pilíře č. 2 před betonováním Fig. 22 Scaffolding with working platforms on walls of pier no. 2 before concreting Obr. 23 Štokování pilíře č. 9 Fig. 23 Scabbling pier no. 9 Obr. 24 Šalování mostovky nad 6. klenbou Fig. 24 Formworking of the bridge slab above arch no ní teploty isolovaného betonu klenby následkem chemické reakce po třech dnech tvrdnutí s největší teplotou naměřenou v závěrových lamelách vybetonovaných za mrazu ve dnech 11. až , zjistíme, že nejvyšší teplota betonu hlavní klenby při tvrdnutí byla jen o průměrně 10 % nižší, než je ideální teplota. Z toho je patrno, jak účinné bylo předehřívání betonové směsi a ochrana hotového betonu před mrazem. Před předčasným odskružením hlavní klenby, vynuceným vybočením skružových bárek, byl beton na několika místech klenby navrtán a vyzkoušen, přičemž bylo zjištěno, že tuhnutí cementu bylo normální. Beton byl všude tvrdý, bez příznaků namrznutí a cement normálně hydratovaný. Bylo proto možno předpokládati, že pevnost tohoto betonu, nejméně 22 dnů normálně tvrdnuvšího, posouzená z pevnosti kontrolních kostek, zhotovených při betonování patek klenby, bude asi 263 kg/cm 2, což by bylo úplně postačující pro bezpečné odskružení klenby. Kontrolní kostky zhotovené při betonování klenby nebylo možno vyzkoušeti z důvodu uzavření Výzkumného a zkušebního ústavu v Praze. Po uvážení všech těchto okolností a vzhledem ke stále se zvětšující deformaci bárek a skruže bylo rozhodnuto odskružiti hlavní klenbu již Z odečtů na průhyboměrech bylo zjištěno, že největší snížení vrcholu skruže od začátku betonování klenby do bylo 4,4 cm. Další snížení skruže nebylo již způsobeno vahou nezatvrdlého betonu, nýbrž smršťováním betonu a zkrácením klenby následkem prudkých mrazů. Jelikož průhyboměry byly odstraněny, bylo snížení klenby měřeno nadále theodolitem , kdy bylo skutečně započato s uvolňováním vrcholu, činilo snížení ve vrcholu 6 cm, takže od začátku betonování do dne odskružení klenby kleslo bednění vrcholu skruže o 10,4 cm. Vybočení vzpěr 4 a 5 skružové bárky na pravém břehu, zejména šikmých vzpěr pod stoličkami železných skruží ve vrcholu, bylo zpo- 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 81

84 HISTORIE HISTORY 25a 25b 25c Obr. 25a,b,c Betonování mostovky nad velkou klenbou Fig. 25a,b,c Concreting the bridge slab above the main arch Obr. 26 Provádění izolačních prací od pilíře č. 1 po vrchol 4. klenby Fig. 26 Insulation works from pier no. 1 to the top of arch no. 4 Obr. 27 Nanášení cementové (betonové) vrstvy na izolaci vyztužené drátěným pletivem Fig. 27 Applying cement (concrete) layer onto the insulation reinforced by a wire mesh Obr. 28 Provádění torkretové omítky na 1. klenbě (září 1942) Fig. 28 Gunite plaster on arch no. 1 (September 1942) Obr. 29a,b,c Most a jeho detaily v prosinci 1942 Fig. 29a,b,c Bridge and details of the bridge in December 1942 zorováno Vybočení těchto 39,5 m dlouhých šikmých vzpěr bylo okrouhle 65 cm. Před odskružením bylo již 79 cm, čemuž odpovídalo snížení stoliček nad těmito vzpěrami o 4,2 cm, přičemž největší vybočení bylo v horní třetině vzpěr. Při prohlídce šroubových stoliček skruže bylo zjištěno, že horní úložné desky sedmi stoliček pod železnými skružemi nad pravým břehem praskly, takže železná skruž částečně spočívala na pojistných dubových špalících. Začátek uvolnění těchto odskružovacích stoliček přinesl další nemilé překvapení. Při prvním otočení šroubů dosud nepoškozených stoliček praskla úložná deska ještě jedné stoličky, takže bylo nutno upustit vůbec od uvolnění železných skruží tímto způsobem. Dále bylo proto postupováno tak, že dřevěné vzpěry nad železnými skružemi se postupně od vrcholu k patkám prořezávaly a podkládaly klíny, aby klesnutí dotyčné vzpěry nebylo větší než 2 cm. Po tomto uvolnění vrcholu klenby bylo normálním způsobem a bez jakékoliv nehody uvolněno v několika obdobích postupně od vrcholu k patkám všech 160 malých stoliček, a tím byla klenba úplně odskružena. Při měření průhybů a vodorovných odchylek klenby při odskružení byly opět osazeny Fričovy průhyboměry, obdobně jako při betonování klenby. Celkové snížení vrcholu vlastní klenby od uzavření lamel do uvolnění skruže bylo 7 cm, největší snížení bylo 8,2 cm (od začátku betonování 12,6 cm), přičemž je nutno podotknout, že po celou dobu odskružení mrazy nepolevily a teplota betonu klenby stále klesala až do , kdy dosáhla své nejnižší teploty -10 C. Statický výpočet snížení klenby nemohl podat přesný výsledek v důsledku nestejnoměrného ochlazování různých pásů klenby a nemožnosti zjistit skutečnou pevnost a pružnost betonu. Přibližně bylo vypočteno snížení vrcholu klenby vlastní vahou, smršťováním a ochlazováním tvrdnoucího betonu o 50 C hodnotou 13,1 cm, takže skutečné snížení v porovnání s touto hodnotou bylo o 37 % menší. Po uvolnění stoliček skruže byla klenba odbedněna a skruž byla bez nehod rozebrána. Odbednění trvalo 18 dní, následné rozebrání skruže 62 dní. Postavení a rozebrání skruže, jakož i stavba bárek si vyžádala mnohem delší práce, než bylo předpokládáno v původní kalkulaci, a sice okrouhle o 40 % (jen mzdy). Tuto okolnost je nutno přičísti kromě snížení výkonu dělnictva za okupace též nedostatečně propracovanému povšechnému návrhu skruže, jejíž podrobný návrh vypracoval podnikatel teprve po schválení jednotkových cen nabídky a zadání prací. Teprve v létě 1942 bylo přistoupeno k odbourání základů skruže v řečišti pomocí pneumatických vrtáků a bouracích kladiv za částečného odstřelování a došlo také k vytažení štětovnic. Beton těchto základů byl po rozbourání odvezen pod klenbu na levém a pravém břehu, kde jím byl vyrovnán terén, přičemž BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

85 HISTORIE HISTORY 29a 29b 29c základy skruže na březích byly všechny ponechány a později překryty zeminou. Pro stavbu hlavní klenby bylo spotřebováno m 3 betonu a q ocelové výztuže Roxor a C 37. Ode dne odskružení klenby až do , tedy po dobu tří let, bylo prováděno soustavné výškové měření klenby, které podalo pozoruhodný výsledek. Zaměřován byl vrchol klenby a body ve čtvrtinách, tedy v místech připojení podružných (odlehčovacích) kleneb na klenbu hlavní. Měřeno bylo theodolitem,wild z betonových plošin zvlášť postavených k tomuto účelu. Měření bylo vztaženo k pevným bodům na těchto plošinách. Pro zaměřování vrcholu byl kromě toho zřízen pomocný pevný bod na levém břehu, ve stejné vzdálenosti od stanoviska stroje jako vrchol klenby, takže záměry vzad a vpřed byly stejně dlouhé. Tím se vyloučily chyby z refraktace a ze záměny horizontů, které by jinak při záměře z levého břehu na vrchol klenby okrouhle 180 m dlouhé přestoupil 1 mm. Zároveň s měřením byla zaznamenávána průměrná teplota betonu klenby a průměrná vnější teplota. Byla potvrzena známá domněnka, že klenby stále,pracují. V tomto případě se zvýšením teploty o 1 C zvedal se vrchol klenby průměrně o 1,25 mm a naopak při snížení teploty betonu klenby o 1 C klesal vrchol o 1 mm. Kromě těchto neustávajících pohybů nastalo okamžité klesnutí vrcholu klenby o 9 mm po vybetonování mostovky ve vrcholové části klenby. Následovalo zvednutí vrcholu klenby o 16 mm po vybetonování obou podružných kleneb, další zvednutí o 3 mm po odskružení těchto kleneb a konečně znovu klesnutí o 5 mm po vybetonování a dokončení stavby mostovky nad hlavní klenbou, čímž klenba nabyla svého zdánlivě konečného tvaru vlivem účinku vlastní váhy konstrukce. Z celkového průběhu pohybů vrcholu klenby v pozdější době je totiž vidět, že zůstává menší trvalé přetvoření, které se postupem času následkem jakési hysterese nepatrně zvětšuje a vyjadřuje se ve stálém zvedání vrcholu klenby (od do zvedl se vrchol o absolutní hodnotu 11,5 mm). Děje se tak patrně vlivem dotlačování betonu, které v důsledku stálého záporného momentu ve vrcholu klenby od vlastní váhy konstrukce má negativní účinek. ZÁVĚR 31. srpna 1942 byly práce na stavbě ukončeny a 1. září 1942 byla přeložka silnice včetně mostu uvedena do provozu, avšak až do konce května 1943 probíhaly práce na likvidaci staveniště, na stavbách přeložek polních cest, na úpravách terénu, dokončovalo se parkoviště, přístupové chodníky a vyhlídkové plošiny na levém břehu Vltavy. Přípravu a stavbu mostu zájemcům přibližuje výstava, vč. doprovodného katalogu, Brána do nebes železobetonový most v Podolsku , která je do 31. srpna umístěna v zasedací místnosti obce Podolí I, na jejímž katastru se most nachází. Poté bude přemístěna do muzea v Písku. Tomáš Janda t.janda02@seznam.cz 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 83

86 SPEKTRUM SPECTRUM MOST PŘES ŘEKU ALFENZ ALFENZ BRIDGE Dalibor Hlaváček Inženýrské dílo a zároveň socha, most přes řeku Alfenz od autorského týmu Marte.Marte je dialogem architektury a techniky. A product of engineering and a statue at the same time, the bridge over the Alfenz river by the Marte.Marte team is a dialogue between architecture and technology. budování spodní podpěrné konstrukce nebylo kvůli ochraně před povodněmi možné, autoři proto navrhli most jako železobetonový monolitický krabicový nosník. Jeho stěny tvoří příhradová konstrukce s nepravidelně umístěnými tlačenými a taženými prvky, které jsou u břehů kombinované s plnými stěnami. Diagonály jsou směrem k frekvento- v sousedství nevzhledného průmyslového areálu a pro náhodného návštěvníka je zjevením. Obvykle je most místem procházení. Na mostě přes řeku Alfenz se vám ale chce setrvat. Je to sebevědomé architektonicko-inženýrské dílo, přesto citlivě reagující na okolní kontext. Stavba byla oceněna cenou Piranesi Award Řeka Alfenz je největší vodotečí Klosterského údolí v rakouském Vorarlbergu. Na frekventovaném místě před městem Bludenz, kde se potkává železnice, dálnice, nově vybudovaná cyklostezka, hlavní přístupová komunikace do Montafonského údolí i nadzemní vedení vysokého napětí, vtéká do řeky Ill. Těsně před tímto soutokem byl postaven betonový most, který slouží pěším a cyklistům jako bezpečný přechod přes řeku, stranou od paralelní rušné komunikace. Architektonický koncept je založen na bionických principech, kdy člověk v živé přírodě hledá inspiraci pro řešení složitých technických problémů. Tvar stavby odkazuje na železniční nebo tradiční dřevěné kryté mosty. Vyvané silnici hustší, směrem k řece Ill se otevírají a nabízejí pasantům pohledy do okolní přírody. Jejich sklon je tím strmější, čím jsou blíže k mostnímu uložení. Expresivní, výtvarně pojatá masivní betonová konstrukce je doplněna pavučinou ocelové sítě. Její použití umožnilo omezit další prvky jako např. zábradlí, které by narušily celkovou čistotu konceptu. Síť se v dálkových pohledech téměř neuplatňuje, při blízkém zkoumání překvapuje čistotou detailu, který souzní se složitým tvarem bočních stěn. Most se stal výrazným orientačním bodem v krajině Montafonského údolí. Zdůrazňuje soutok řek Ill a Alfenz, který by návštěvník nejjižnějšího údolí Vorarlbergu jinak možná přehlédl. Nachází se Článek byl podpořen z prostředků grantu GAČR č S Metodika architektonického navrhování v kontextu udržitelné architektury. Ing. arch. Dalibor Hlaváček, Ph.D. Fakulta architektury ČVUT Ústav navrhování II dhlavacek@fa.cvut.cz Fotografie: Martin Čeněk Obr. 1 Vstup na most směrem od města Bludenz Fig. 1 Bridge access from the city of Bludenz side Obr. 2 Pohled na most z hrany koryta řeky Alfenz Fig. 2 View to the bridge from the Alfenz river bed Obr. 3 Celkový pohled na most od severu Fig. 3 Overall view to the bridge from the north Obr. 4 Interiér mostu, v pozadí teče řeka Ill Fig. 4 Interior of the bridge, the Ill river in the background 84 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

87 VÁPNO, CEMENT, EKOLOGIE 2017 ODBORNÝ SEMINÁŘ 1 Odborný seminář Vápno, cement, ekologie, u jehož zrodu stál významný český odborník v oblasti vápenictví pan Arnošt Tuček, je pořádán Výzkumným ústavem maltovin Praha každoročně již od roku Záměrem těchto setkání bylo a je vzájemné vyměňování zkušeností odborníků z cementářského a vápenického průmyslu v České republice i na Slovensku. Letošní 24. ročník, který navštívilo přes 120 účastníků, se poprvé konal v novém prostředí kongresového hotelu Jezerka u přehrady Seč ve dnech 12. až 14. června. Odborným garantem semináře byl Ing. Jan Gemrich z Výzkumného ústavu maltovin Praha a prof. RNDr. Pavla Rovnaníková, CSc., z VUT v Brně. Na semináři vystoupilo 25 přednášejících, mimo jiné z řad Ministerstva životního prostředí ČR a dalších verifikačních a certifikačních institucí. Hlavní dvě témata příspěvků byla: připravované změny v evropském systému obchodování s povolenkami na emise skleníkových plynů po roce 2020, stav v oborech cement a vápno po vydání integrovaných povolení Tato témata byla doplněna prezentacemi o technologiích pro údržbu a šetření energií a mj. také panelovou diskusí k vyzdívkovým materiálům. Mezi pět nejlépe hodnocených příspěvků patřilo: Jan Gemrich (Svaz výrobců cementu ČR): Pohlcování oxidu uhličitého v procesu karbonatace cementu v betonu, Milan Maciga (Refractory Research Centre, Höganäs Bjuf AB, Sweden): Vyzdívkové materiály antikorozní ochrana, úspora energie / Energy Saving and Corrosion Protection for Cement Plants, Jan Bohuněk (Českomoravský cement): Aplikace AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS dvouvrstvé vyzdívky v kalcinačním pásmu rotační pece, Jiří Jungmann (Výzkumný ústav maltovin Praha): Emise NH 3 při výrobě cementu, Michal Rejzek (SICK): Hot-wet analyzátory pro emisní a procesní měření. Technické přednášky byly během obou dnů semináře doplněny výstavou a také outdoorovou prezentací. Organizátoři semináře ve spolupráci se společností CEMEX Cement, k. s., připravili pro zájemce technickou exkurzi do nedaleké cementárny v Prachovicích. Účastníci této akce zde autobusy projeli několik míst v závodě a osobně navštívili laboratoře, velín, lom a také prostory společnosti EcoWasteEnergy. Závěrečný večer účastníkům semináře zpříjemnilo vystoupení hudební skupiny The Apples Girls Rock! Děkujeme všem za účast a těšíme se opět na setkání při příštím 25. odborném semináři Vápno, cement, ekologie Připravila Ing. Stanislava Rollová a redakce Obr. 1 Zástupci pořádající organizace (Výzkumný ústav maltovin Praha) Ing. Stanislava Rollová a Ing. Jan Gemrich Obr. 2 Ředitel Výzkumného ústavu maltovin Praha Ing. Lukáš Peřka při úvodním pozdravu 2 Obr. 3 Prostor pro firemní prezentace Obr. 4 Přednáška Ing. Jana Tůmy z Odboru energetiky a ochrany klimatu Ministerstva životního prostředí ČR 4 Obr. 5 Exkurze u lomu cementárny v Prachovicích Obr. 6 Outdoorová prezentace firmy VIVO consult Obr. 7 Vystoupení hudební skupiny The Apples Girls Rock! na společenském večeru /2017 technologie konstrukce sanace BETON 85

88 AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS TŘI MOSTY PREZENTOVANÉ NA fib SYMPOZIU 2017 V MAASTRICHTU THREE BRIDGES PRESENTED AT THE fib 2017 SYMPOSIUM IN MAASTRICHT V příspěvku jsou v krátkosti představeny tři mosty z Nizozemska, Velké Británie a Španělska, které byly, vedle dalších staveb, v červnu prezentovány na fib sympoziu 2017 v Maastrichtu. The paper briefly shows three bridges in The Netherlands, Great Britain and Spain, which were besides other structures presented at the fib 2017 Symposium in Maastricht in June. MOST CATHARINABRIDGE Z UHPC V centru města Leiden byl postaven most Catharinabridge z ultra vysokohodnotného betonu (UHPC). S délkou 36 m a štíhlostním poměrem 1:81 je v současnosti nejdelším mostem s nejtenčí mostovkou z UHPC v Nizozemsku. Most má v půdorysu esovitý tvar a dvojité zakřivení mostovky umožňuje lepší napojení na pěší zónu na obou březích. Na prefabrikované prvky byl použit UHPC vyvinutý v 80. letech společností Hi-Con, který je od té doby široce testován a dokumentován. Varianta UHPC použitá pro Catharinabridge byla původně vyvinuta pro věže větrných elektráren vystavené velkému dynamickému namáhání, což ji předurčilo jako vhodnou pro štíhlý most. Všechny použité receptury UHPC byly zkoušeny a dosahovaly pevností 180 MPa. Stavební orgány požadovaly další expertní posouzení, které poskytl prof. 1a 1b Walraven, specialista na UHPC, který potvrdil správnost a důkladné zpracování dokumentace a zvolenou výpočtovou metodu označil za inovativní a do dostatečné míry konzervativní. Prefabrikované opěry a segmenty mostovky byly na místě sestaveny a spoje zabetonovány speciálním typem UHPC s názvem JointCast. Obr. 1 Most Catharinabridge v Leidenu: a) ukládání segmentů mostovky, b) osazovaní segmentů opěr s přečnívající výztuží, c) po dokončení Fig. 1 UHPC Catharinabridge in Leiden: a) instalation of the deck slab segments, b) protruding reinforcement fitting together, c) after completing (photo: a,c Gerda van Ekris, b Buro JP) Finální podoby díla, vč. vysokých estetických nároků investora, bylo dosaženo díky použití optimálního složení UHPC, rozsáhlé prováděcí dokumentaci a bohatým zkušenostem zhotovitele. [1] Acknowledgement: Mr. Rogier van Nalta, Pieters Bouwtechniek 1c Zdroje: [1] VAN NALTA, R., DE GRAAFF, M. The UHPC Catharinabridge in Leiden. In: HORDIJK, D. A., LUKOVIĆ, M. (Eds.) Proceedings of the fib Symposium on High Tech Concrete: Where Technology and Engineering Meet. Maastricht, Netherlands: Springer International Publishing, p [2] STROSCIO, R. Steel-Concrete Composite Flat Arch Bridge. In: HORDIJK, D. A., LUKOVIĆ, M. (Eds.) Proceedings of the fib Symposium on High Tech Concrete: Where Technology and Engineering Meet. Maastricht, Netherlands: Springer International Publishing, p [3] CAPELLÁN, G., MERINO, E., SACRISTÁN, M., MARTÍNEZ, J., GUERRA, S. Recent Developments in Concrete Arch Bridges. In: HORDIJK, D. A., LUKOVIĆ, M. (Eds.) Proceedings of the fib Symposium on High Tech Concrete: Where Technology and Engineering Meet. Maastricht, Netherlands: Springer International Publishing, p BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

89 AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS OCELOBETONOVÝ SPŘAŽENÝ MOST S PLOCHÝM OBLOUKEM V rámci rozvoje univerzitního kampusu v anglickém městě Northampton byla vypsána soutěž na nový přístupový most překlenující splavný kanál řeky Nene. Hlavními požadavky klienta bylo nenarušit stávající charakter krajiny a zároveň vytvořit význačný orientační bod pro celý kampus. Klient navrhoval betonový obloukový most o rozpětí 49 m a výšce 3,7 m nad hladinou vody. Během veřejné soutěže se ukázalo, že zvolená varian ta není ekonomická, a bylo navrženo alternativní řešení v podobě spřažené ocelobetonové mostovky. Ve vítěz ném pro jektu bylo navrženo 220 t svařovaných ocelových desek nezbytných pro mělkou a plochou konstrukci mostu. Nový most v Northamptonu demonstruje, proč je nezbytné v průběhu navrhování nové konstrukce připravit i alternativní návrh, který může být efektivnější při současném respektování požadavků klienta i stávajícího charakteru řeky a jejího okolí. [2] Acknowledgement: Mr. Riccardo Stroscio, Tony Gee and Partners LLP Obr. 2 University Bridge v Northamptonu: a) montáž nosníku, b) po dokončení Fig. 2 University Bridge in Northampton: a) steel arch installation, b) after completing 2b 2a VIADUKT ALMONTE RIVER Na vysokorychlostní železniční trati Madrid Lisabon je od dubna ve výstavbě viadukt o celkové délce 996 m, který na západě Španělska přemosťuje řeku Almonte. Na konstrukci tohoto železobetonového mostu s rozpětím hlavního oblouku 384 m byl použit vysokopevnostní samozhutnitelný beton C80, jehož složení bylo navrženo zejména s ohledem na vývin hydratačního tepla (beton UltravalSR dosahuje po 12 h pevnosti 40 MPa a po 28 dnech 90 MPa, při výrobě byl použit popílek, říční písek a přísada Glenium TC1425). Na viaduktu jsou tři zóny: přístupový viadukt na madridské straně o sedmi polích s délkou m, hlavní oblouk přes řeku s délkou 384 m, který nese osm sloupů podpírajících bezespárou mostovku ( m), stavěný letmou montáží s vyvěšováním, oblouk je rozdělen na 67 segmentů (33 na každé polovině + jeden závěrný), konzoly byly podporovány dočasnými závěsy kotvenými do pilířů v patě oblouku nebo do jedné ze dvou dočasných ocelových věží umístěných na mostovce jako rozšíření těchto dvou pilířů), přístupový viadukt na cácerské straně o osmi polích s délkou m. Viadukt je příkladem současných možností navrhování obloukových mostů daných novými konstrukčními postupy umožňujícími výstavbu štíhlých konstrukcí s dlouhými rozpětími. [3] Acknowledgement: Mr. Guillermo Capellán, Arenas & Asociados, SLP Připravily Barbora Sedlářová a Lucie Šimečková, redakce Obr. 3 Viaduct Almonte River: a,b) výstavba, c) po dokončení hrubé stavby Fig. 3 Almonte River Viaduct: a,b) under construction, c) after finishing the superstructure (photo: a,c FCC Construcción, b Arenas & Asociados) 3a 3b 3c 4/2017 technologie konstrukce sanace BETON 87

90 AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR FIBRE CONCRETE ročník konference Termín a místo konání: 13. až 16. září 2017, Fakulta stavební ČVUT v Praze performance enhancement long-term behaviour and durability sustainable aspects waste materials in concrete production applications advanced design Kontakt: VODNÍ PAPRSEK mezinárodní konference Termín a místo konání: 13. až 15. září 2017, My hotel, Lednice Kontakt: BUILDING UP EFFICIENT AND SUSTAINABLE TRANSPORT INFRASTRUCTURE (BESTINFRA 2017) Mezinárodní konference Termín a místo konání: 21. a 22. září 2017, Fakulta stavební ČVUT v Praze low-energy and high-performance materials roads, bridges and tunnels with increased durability and extended service life advanced technologies and smart solutions for railways systems of management, durability assessment and life cycle cost analysis in transport infrastructure environment protection and green transport infrastructure safety, security and diagnostics of structures Kontakt: SPECIÁLNÍ BETONY 2017 XIV. konference se zahraniční účastí spojená s fakultativní odbornou exkurzí (bude upřesněno) Termín a místo konání: 10. a 11. října 2017, hotel Skalský dvůr, Bystřice nad Pernštejnem concrete in severe conditions additives and admixtures advanced binder systems sustainable concrete and composites experimental methods and measurement high-performance concrete other special concrete and composites Kontakt: ZKOUŠENÍ ČERSTVÉHO BETONU 2017 Mezilaboratorní zkoušky Termín a místo konání: 12. října 2017, Brno Kontakt: BETONY PRO MODERNÍ STAVBY A DESIGN Seminář Termín a místo konání: 2. listopadu 2017, Parkhotel Plzeň 9. listopadu 2017, EA hotel Tereziánský dvůr, Hradec Králové Kontakt: BETONÁŘSKÉ DNY Konference s mezinárodní účastí Termín a místo konání: 22. a 23 listopadu 2017, Litomyšl Kontakt: BETON RIZIKA VAD A PORUCH Seminář Termín a místo konání: 30. listopadu 2017, hotel International, Brno Kontakt: NEDESTRUKTIVNÍ METODY VE STAVEBNÍM ZKUŠEBNICTVÍ 2018 Odborný kurz Termín a místo konání: 10. až 12. ledna a 17. až 19. ledna 2018, Brno Kontakt: DEN PRO DRŽITELE CERTIFIKÁTU TECHNIK NDT ZKOUŠENÍ VE STAVEBNICTVÍ Odborný kurz Termín a místo konání: 19. ledna 2018, Brno Kontakt: KVALITA VE STAVEBNÍM ZKUŠEBNICTVÍ 2018 Odborný kurz Termín a místo konání: 24. a 25. ledna 2018, Brno Kontakt: ZKOUŠENÍ CEMENTOVÝCH KOMPOZITŮ 2018 Odborný kurz Termín a místo konání: 26. ledna 2018, Brno Kontakt: fib INTERNATIONAL PHD SYMPOSIUM IN CIVIL ENGINEERING 12. mezinárodní konference Termín a místo konání: 29. až 31. srpna 2018, Praha 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 INNOVATIVE MATERIALS AND TECHNOLOGIES FOR CONCRETE STRUCTURES (CCC2017) 12. středoevropský betonářský kongres Termín a místo konání: 31. srpna a 1. září 2017, Tokaj, Maďarsko Kontakt: FOOT BRIDGE 2017 BERLIN Konference Termín a místo konání: 6. až 8. září 2017, TU Berlín, Německo Kontakt: CONFERENCE ON EARLY AGE CRACKING AND SERVICEABILITY IN CEMENT-BASED MATERIALS AND STRUCTURES (EAC02) 2. mezinárodní konference Termín a místo konání: 12. až 14. září 2017, Brusel, Belgie Kontakt: STRAIN-HARDENING CEMENT-BASED COMPOSITES 4. mezinárodní konference Termín a místo konání: 18. až 20. září 2017, Drážďany, Německo Kontakt: ENGINEERING THE FUTURE 39. symposium IABSE Termín a místo konání: 19. až 23. září 2017, Vancouver, Kanada Kontakt: ULTRA-HIGH PERFORMANCE FIBRE- REINFORCED CONCRETE (UHPFRC 2017) 10. mezinárodní symposium ACI/RILEM Termín a místo konání: 2. až 4. října 2017, Montpellier, Francie Kontakt: BETÓN 2017 Celostátní konference s mezinárodní účastí Termín a místo konání: 5. a 6. října 2017, Štrbské pleso, Slovensko Kontakt: CONCRETE SPALLING DUE TO FIRE EXPOSURE 5. mezinárodní workshop/rilem Termín a místo konání: 12. a 13. října 2017, Borås, Švédsko Kontakt: CONCRETE mezinárodní konference Termín a místo konání: 22. až 25. října 2017, Adelaide, Austrálie Kontakt: SANÁCIE BETÓNOVÝCH KONŠTRUKCIÍ ročník mezinárodního semináře Termín a místo konání: 7. a 8. prosince 2017, zámek Smolenice, Slovensko Kontakt: ENGINEERING THE DEVELOPING WORLD Mezinárodní konference/iabse Termín a místo konání: 25. až 27. dubna 2018, Kuala Lumpur, Malajsie Kontakt: POLYMERS IN CONCRETE (ICPIC 2018) Mezinárodní kongres/rilem Termín a místo konání: 29. dubna až 1. května 2018, Washington DC, USA Kontakt: DURABILITY AND SUSTAINABILITY OF CONCRETE STRUCTURES 2. mezinárodní workshop/rilem Termín a místo konání: 6. a 7. června 2018, Moskva, Rusko Kontakt: TOMORROW S MEGASTRUCTURES 40. mezinárodní symposium /IABSE Termín a místo konání: 19. až 21. září 2018, Nantes, Francie Kontakt: fib CONGRESS 2018 Termín a místo konání: 6. až 12. října 2018, Melbourne, Austrálie Kontakt: BRIDGE MANAGEMENT SYSTÉM (IBMS 2018) 2. mezinárodní konference Termín a místo konání: 22. až 26. října 2018, Hyderabad, Indie Kontakt: 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 88 BETON technologie konstrukce sanace 4/2017

91 NOVÉ TÉMA Získejte titul na beton! Vypsané semináře v 8. ročníku Beton University jsou zařazeny do akreditovaných vzdělávacích programů v projektech celoživotního vzdělávání ČKAIT i ČKA. Betony pro moderní stavby a design Plzeň Hradec Králové Beton rizika vad a poruch Brno betonuniversity.cz Firemní prezentace Firemní prezentace Odborní partneři Mediální partneři