3/2019 SANACE A REKONSTRUKCE

Transkript

1 3/2019 SANACE A REKONSTRUKCE

2 společnosti a svazy podporující časopis co najdete v tomto čísle SANACE POLYFUNKČNÍHO KOMPLEXU TRINITY V BRATISLAVĚ / 3 Svaz výrobců cementu ČR K Cementárně 1261, Praha 5 tel.: , fax: svcement@svcement.cz 12 / SANACE BETONOVÉ ZDI ĎÁBLICKÉHO HŘBITOVA 18 / OPRAVY DVOU JEZŮ NA SEVERNÍ MORAVĚ NÁVRH SANÁCIE- VO VŠEOBECNOSTI A NA PRÍKLADE / 26 SVAZ VÝROBCŮ BETONU ČR Na Zámecké 9, Praha 4 tel.: svb@svb.cz 30 / PAVILON A NA VÝSTAVIŠTI V LOUNECH OPĚT ZÁŘÍ KONFERENCE TECHNOLOGIE 62 / A PROVÁDĚNÍ 2019 SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ Veveří 331/95, Brno tel.: tel.: ssbk@ .cz Česká betonářská společnost ČSSI Samcova 1, Praha 1 tel.: tel.: cbsbeton@cbsbeton.eu 34 / KONVERZE PRŮMYSLOVÉHO BROWNFIELDU V DÁNSKÉM MĚSTĚ ROSKILDE

3 obsah content ÚVODNÍK SÚ TRHLINY V BETÓNE PORUCHOU? Juraj Bilčík /2 SANACE A REKONSTRUKCE SANACE POLYFUNKČNÍHO KOMPLEXU TRINITY V BRATISLAVĚ STATICKÉ PODCHYCENÍ VĚŽÍ A VYBRÁNÍ HAVAROVANÉ OBLASTI Miloš Zich, Jan Nováček, Ondřej Hudec, Vladimír Paulička, Martin Benko /3 SANACE KUBISTICKÉ OBVODOVÉ BETONOVÉ ZDI ĎÁBLICKÉHO HŘBITOVA V PRAZE Zdeněk Bíza, Tomáš Kalábek /12 OPRAVY DVOU JEZŮ NA SEVERNÍ MORAVĚ Jiří Šafrata, Leoš Kessler, Petr Magnusek /18 REKONSTRUKCE SKLEPA CHEMICKÉ ÚPRAVNY VODY II V TEPLÁRNĚ TRMICE 2. ETAPA Libor Šácha /22 NÁVRH SANÁCIE VO VŠEOBECNOSTI A NA PRÍKLADE Jana Briatková Olšová, Peter Briatka /26 PAVILON A NA VÝSTAVIŠTI V LOUNECH OPĚT ZÁŘÍ Ondřej Tuček /30 SPEKTRUM KONVERZE PRŮMYSLOVÉHO BROWNFIELDU V DÁNSKÉM MĚSTĚ ROSKILDE /34 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE VYSTUŽENÝ PENOBETÓN MATERIÁL PRE NOVÉ APLIKÁCIE V STAVITEĽSTVE Martin Decký, Marián Drusa, Jozef Vlček, Walter Scherfel, Bronislav Sedlář, Michal Moravec /38 OPTIMALIZÁCIA NÁVRHU BEZPRIEVLAKOVEJ STROPNEJ DOSKY S VYUŽITÍM INOVATÍVNEHO TYPU VÝSTUŽE PARAMETRICKÁ ŠTÚDIA Jakub Mečár, Petra Bujňáková, Štefan Gavura /43 VĚDA A VÝZKUM ANALÝZA PORÚCH A TEPELNO- -TECHNICKÝ VÝPOČET STIEN ŽELEZOBETÓNOVÝCH VALCOVÝCH SÍL NA CEMENT Juraj Bilčík, Július Šoltész, Lýdia Matiašková /48 PREFABRIKOVANÉ NOSNÍKY ULOŽENÉ OZUBEM, ČÁST 2: EXPERIMENTÁLNÍ VÝZKUM A NUMERICKÁ ANALÝZA Michal Hasa, Miloš Zich /54 AKTUALITY OBNOVA KATEDRÁLY NOTRE-DAME /33 MIES VAN DER ROHE AWARD 2019 /33 KONFERENCE TECHNOLOGIE A PROVÁDĚNÍ 2019 Vladimír Veselý /62 KONFERENČNÍ TROJLÍSTEK Ondřej Anton, Věra Heřmánková /63 SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA /64 FIREMNÍ PREZENTACE Betonářské dny 2019 /17 Torbet /25 Weber Saint-Gobain /29 Redrock /35 Fibre Concrete 2019 /39 Peikko /47 Transportní kotvy (školení ČBS) /62 Dlubal Software /64 Workshop Fibre Concrete 2019 /3. strana obálky Stavba roku 2019 /3. strana obálky ICCC 2019 /4. strana obálky Ročník: devatenáctý Číslo: 3/2019 (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. Vladimír Veselý Šéfredaktorka: Ing. Lucie Šimečková redaktorka: Mgr. Barbora Sedlářová Redakční rada: prof. György L. Balázs, prof. Ing. Zdeněk P. Bažant, Ph.D., dr. h. c., prof. Ing. Vladimír Benko, PhD., prof. Francesco Biasioli, prof. Ing. Juraj Bilčík, PhD., Ing. Václav Brož, CSc., doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc., prof. Ing. Ľudovít Fillo, PhD., Ing. Jan Gemrich, prof. Ing. Petr Hájek, CSc. (předseda), prof. Ing. Leonard Hobst, CSc. (místopředseda), 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. Grafické zpracování: Luděk Svatoš Ilustrace na této straně: Mgr. A. Marcel Turic Tisk: Astron print, s.r.o. Veselská 699, Praha 9 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: 28,20 eur bez DPH, 31,02 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: Jádrový vývrt s trhlinou způsobenou smršťováním betonu Foto: Peter Briatka PHOTOGRAPH ON THE FRONT PAGE: Core showing a shrinkage crack in concrete Photo: Peter Briatka 3 / technologie konstrukce sanace Beton 1

4 Úvodník editorial SÚ TRHLINY V BETÓNE PORUCHOU? V internetovom vyhľadávači sa po zadaní hesla trhlina objaví viac ako 5 miliónov výsledkov; mnohé sa vzťahujú na rovnomenný slovenský mysteriózny thriller. Po zadaní anglického ekvivalentu crack to je až 1,7 miliardy výsledkov, pričom väčšina sa týka kokaínu... Zaujmú aj iné trhliny, ako napr. Almannagia, ktorá spôsobuje neúprosné vzďaľovanie sa európskeho a amerického kontinentu. Je tu neprehliadnuteľná aktuálna analógia s narastajúcou trhlinou v transatlantickom vzťahu USA Európa, príp. vo vzťahu Európy a Veľkej Británie. Ani thriller, ani kokaín, ani brexit však pochopiteľne nie sú témou tohto úvodníka. Trhliny predstavujú líniové porušenie betónu a sú najčastejším a najnápadnejším vizuálnym prejavom porúch betónových konštrukcií. Betón dostáva trhliny už do kolísky, prvé trhliny môžu vzniknúť už niekoľko minút po spracovaní čerst vého betónu. Podľa príčin vzniku sa rozlišujú technologické a statické trhliny, podľa zmien šírky pasívne a aktívne. Trhliny môžu spôsobiť stratu alebo obmedzenie spoľahlivosti (bezpečnosti, používateľnosti a trvanlivosti) konštrukcie, ale na druhej strane včas signalizujú preťaženie a umožňujú redistribúciu ohybových momentov v staticky neurčitých konštrukciách. Pred vznikom trhliny je napätie vo výstuži približne 30 MPa. Využitie napätia výstuže na úrovni medze klzu (400 až 600 MPa) je podmienené vznikom trhlín. Nie všetky trhliny teda znamenajú automaticky poruchu. Trhliny v ťahaných oblastiach s menšou ako limitnou šírkou w max väčšinou neohrozujú spoľahlivosť konštrukcie. Výnimku tvoria trhliny vystavené účinku chloridov, napr. z chemických rozmrazovacích látok (mosty, garáže), ktoré výrazne akcelerujú koróziu výstuže. Povrchové, čiastočné alebo deliace trhliny ovplyvňujú vlastnosti betónu rozličným spôsobom. Povrchové trhliny vznikajú na povrchu betónu, siahajú zväčša do úrovne hornej výstuže a môžu mať šírku aj niekoľko milimetrov. Vo vlhkom prostredí urýchľujú koróziu výstuže. Čiastočné trhliny siahajú od ťahaného okraja prierezu takmer po úroveň neutrálnej osi. Ich výskyt uľahčuje postup karbonatácie betónu a prienik agresívnych látok do betónu a k výstuži. Deliace trhliny všeobecne neohrozujú statickú odolnosť betónovej konštrukcie, sú však často príčinou priesaku vody, čím obmedzujú používateľnosť a trvanlivosť vodonepriepustných konštrukcií. Výhodou vodonepriepustných betónových konštrukcií bez hydroizolácie je ľahká identifikácia presakujúcich trhlín a pomerne jednoduché utesnenie. V súčasnosti je k dispozícii veľké množstvo výsledkov teo retických a experimentálnych prác zameraných na problematiku trhlín v betónových konštrukciách. Minulý rok vyšla vo vydavateľstve Fraunhofer napríklad aj 513-stranová kniha o tvorbe a kontrole trhlín v betóne. Napriek tomu ešte stále zostávajú mnohé otázky otvorené. V žiadnej porovnateľnej oblasti hodnotenia príčin a následkov porúch železobetónových konštrukcií sa nevyskytuje také množstvo mylných interpretácií ako pri trhlinách. V súvislosti so širokým uplatnením vodonepriepustných betónových konštrukcií (základy, tunely, nádrže a strechy), kde sa limitné šírky trhlín v závislosti od hydrostatického spádu pohybujú od 0,05 mm do 0,2 mm, je treba spresniť spôsob ich navrhovania a overovania na medzný stav šírky trhlín. Na výpočet šírky trhliny w k sa v krajinách EU štandardne používa EN Výpočet bol pôvodne odvodený a kalibrovaný na šírky trhlín od 0,3 do 0,5 mm na obmedzenie korózie výstuže. Rozšírenie platnosti výpočtu na šírky od 0,1 mm bolo možné iba akceptáciou väčších rozptylov výsledkov. Pri interpretácii výsledkov treba zohľadniť skutočnosť, že sa podľa nemeckej a rakúskej národnej prílohy počíta šírka trhliny v úrovni výstuže, zatiaľ čo podľa ostatných národných príloh na povrchu betónu (sic). Metodiku merania šírky trhlín a ich vyhodnotenia neupravujú medzinárodné normy. Na meranie šírok trhlín sa používajú optické pomôcky (príložný šírkomer, trhlinová lupa) alebo fotogrametrické metódy, ktoré umožňujú zistenie aktuálnych hodnôt. Zmena šírky trhliny sa môže kontinuálne monitorovať lineárnym snímačom posuvu (LVDT). Porovnanie vypočítaných a nameraných šírok trhlín vykazuje v súčasnosti pomerne veľký rozptyl. Hlavné príčiny rozdielu medzi vypočítanými a nameranými šírkami trhlín sú zjednodušenia modelu na výpočet šírky trhliny, rozptyl vstupných parametrov (napr. f ct,eff ), ale aj kvalita zhotovenia. Vypočítané šírky trhlín by nemali byť používané ako právne záväzné, napr. na vymáhanie zliav za škody spôsobené zhotoviteľom. So zmenšovaním šírky trhliny klesá pravdepodobnosť dosiahnutia zhody medzi vypočítanou a nameranou šírkou trhliny. Kým pri šírke trhliny 0,3 mm je pravdepodobnosť zhody približne 90 %, pri trhline so šírkou 0,15 mm je to iba 75 %. Vypočítanú šírku trhliny je treba považovať predovšetkým ako reprezentatívnu hodnotu a pomôcku na stanovenie potrebnej plochy výstuže na kontrolu šírky trhlín. Funkčná účelnosť pevnosť, tvarovateľnosť a trvanlivosť je hlavnou prednosťou betónu. Betón má však aj dve výnimočné vlastnosti: nárast pevnosti v čase a v priaznivých podmienkach samoutesnenie trhlín. Pri ďalšej analýze trhlín v betónových konštrukciách sa zohľadnením vyššie uvedených skutočností zmenší rozptyl vypočítaných a nameraných šírok trhlín, čo sa priaznivo prejaví najmä pri malých šírkach trhlín. Výstuž v betóne nezabráni vzniku trhlín, môže však kontrolovať ich šírku. To zistil už Joseph Monier, ktorý v roku 1867 dostal patent na vystužený betónový žľab. Mathias Koenen v roku 1886 predstavil prvý postup na navrhovanie železobetónových prierezov, pričom vychádzal z predpokladu vzniku trhlín v ťahanej oblasti. Odvtedy betón prešiel mnohými zmenami, ktoré ho vyprofilovali do dnešnej podoby. Jeho schopnosť prispôsobiť sa neustále meniacim požiadavkám viedla k tomu, že si dlhodobo a neohrozene udržuje pozíciu lídra na trhu so stavebnými materiálmi napriek, alebo možno aj vďaka trhlinám!? Juraj Bilčík predseda Združenia pre sanáciu betónových konštrukcií 2 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

5 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction Sanace polyfunkčního komplexu Trinity v Bratislavě statické podchycení věží a vybrání havarované oblasti Rehabilitation of Mixed-Use Complex Trinity in Bratislava Strengthening of Structural System and Excavation of Collapsed Area Miloš Zich, Jan Nováček, Ondřej Hudec, Vladimír Paulička, Martin Benko V polyfunkčním komplexu budov Trinity v Bratislavě došlo v roce 2012 ke zřícení části stropních desek. V návaznosti na tuto událost bylo nutné komplexně prověřit namáhání a únosnost částí mimo vlastní oblast propadu. Po vyhodnocení stávající konstrukce bylo rozhodnuto provést komplexní sanaci celé železobetonové konstrukce objektu. Tento příspěvek pojednává o návrhu a realizaci sanací nosného systému věžových částí a vybrání suti havarované konstrukce společně s demolicí navazujícího obchodního centra. A part of flat slabs structural system collapsed in the mixed-use complex Trinity in Bratislava in Consequently, the whole structural system has been examined with focus on the stress in the structural components and their ultimate capacity. After thorough assessment of the whole complex, decision of a complete rehabilitation of the structure was adopted. The paper is focused on design and construction of the strengthening of the vertical structural system and subsequent excavation of the collapsed area accompanied by demolition of the adjacent shopping mall. Rozsáhlý administrativně-bytový komplex byl původně stavěn v letech 2009 až 2012 ve stylu moderní rezidence, která měla umožnit propojení bydlení, obchodů a volnočasových aktivit včetně wellness části s 25m bazénem. Objekt tvoří tři dominantní věže A, B a C, které byly 1 umístěny na podnoži obchodního a administrativního centra o třech až čtyřech nadzemních podlažích a třech podzemních podlažích s garážemi (obr. 1 až 4). V roce 2012 došlo v části půdorysu dilatačního celku B (mimo vlastní věž) k havárii nosného systému zřítily se stropní desky (obr. 5 až 7). Během havárie naštěstí nedošlo ke zranění či úmrtí osob, ale pouze k materiálním škodám. V době havárie byla dokončena a obydlena věž A, byla připravena k užívání většina obchodního centra, byla dokončena nosná konstrukce věže B a u věže C byla postavena čtyři nadzemní podlaží. Po havárii došlo k provizornímu zajištění konstrukcí a veškerá další výstavba se zastavila. Následně došlo ke změně investora a byl řešen další 2 1 Schéma objektu 2 Řez objektem včetně propadlé části 3 Půdorys objektu v místě podzemních garáží 4 Podélný řez objektem před sanací (2012) 1 Scheme of the complex 2 Section of the building including the collapsed area 3 Ground plan of the complex on basement floor with parking slots 4 Longitudinal section of the complex before rehabilitation (2012) / technologie konstrukce sanace Beton 3

6 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction Pohled shora do propadlé části 6 Detail propadlé části 7 Protlačená stropní deska 8 Výpočtový model věže B v programu SCIA Engineer 9 Pohled na výsek obvodového pláště 10 Přenos zatížení ze stěnového systému na sloupy 4. NP (hlavní napětí v MSP a půdorys) 11 Šikmé trhliny ve stěně 5. NP sledované pomocí blízké fotogrammetrie 12 a), b) Nevyhovující přechody mezi stěnovým systémem věže a sloupy ve 4. NP 5 Top view of the collapsed area 6 Detail of the collapsed area 7 Flat slab after punching shear failure 8 FEM model of tower B in software SCIA Engineer 9 View of external concrete walls 10 Detail of connection load-bearing walls and columns on the 4th floor (principal stress in SLS) 11 Inclined cracks in the load-bearing wall on the 5th floor gauged by close range photogrammetry 12 a), b) Unsatisfactory connection of load-bearing walls and columns on the 4th floor osud objektu. Bylo nutné ověřit nosný systém všech částí komplexu, aby byla zajištěna bezpečnost celé stavby. Popis původního objektu Obytné věže jsou hlavními dominantami celého komplexu. Věž A má 22, věž B 26 a věž C 23 nadzemních podlaží, přičemž půdorysná plocha každé z věží je cca m (obr. 3). Nosná konstrukce věžových částí (od 5. NP výše) je železobetonový stěnový skelet s křížem armovanými spojitými stropními deskami tloušťky 230 mm, vnitřní stěny jsou převážně tloušťky 220 mm a obvodové stěny tloušťky 180 mm. Ve spodních podlažích (3. PP až 4. NP) byl navržen sloupový systém s rastrem sloupů ve vzdálenostech převážně 4,3 až 7,75 m. Jedná se o lokálně podepřené stropní desky tloušťky 230 mm, výjimku tvoří deska nad 1. PP tloušťky 350 mm se zesílením na 500 mm v místě hlavic (obr. 4). Podzemní části budovy jsou navrženy jako bílá vana s tloušťkou obvodové stěny 300 mm. Vnitřní monolitické železobetonové sloupy jsou typického průřezu mm a v části pod věžemi jsou zvětšeny na mm. Objekt je rozdělený do třech dilatačních celků A, B a C, které odpovídají jednotlivým věžím, dilatační spáry jsou umístěné mezi věžemi v podnoži. Základová deska je tloušťky 900 mm s prohloubením u nejvíce zatížených sloupů na mm, mimo věžovou část je deska tloušťky 500 mm s prohloubením pod sloupy až na 800 mm. Deska je podporována pilotovým založením. Vlastní základová spára objektu se nachází pod hladinou podzemní vody. Popis konstrukce v oblasti propadu V roce 2012 se za věží B zřítily stropní desky. Havárie desek nastala v ploše cca m, hloubka propadu byla cca 23 m (obr. 2). Postupně se zřítilo celkem sedm stropních desek (3. NP až 3. PP), u kterých došlo k selhání v protlačení okolo sloupů. Typický charakter porušení desek protlačením je zřejmý z obr. 7. Příčina zhroucení konstrukce je podrobněji popsána např. v [1]. Nejvíce zatížená byla střešní deska tloušťky 200 mm, která měla sloužit pro extenzivní zelenou střechu s mocností zeminy až 1,35 m. Deska byla o mocnost zeminy zapuštěna níže oproti okolním deskám. Půdorys této snížené části desky tak v zásadě vymezoval vlastní propad konstrukcí, který zasahoval i do komunikačního jádra za věží B, kde došlo ke zřícení schodišťových ramen. Stropní desky nižších podlaží sloužily pro provoz wellness a jako obchodní prostory. Suterénní podlaží byla určena pro garáže. Tloušťka těchto desek byla 230 mm, zatímco výrazně více zatížená střešní deska měla nelogicky tloušťku jen 200 mm. Kromě stavebních konstrukcí (desek, sloupů, nádrže na požární vodu) bylo během havárie zničeno několik zaparkovaných osobních aut, diesel agregát apod. Přepočty nosné konstrukce stav k roku 2014 Na začátku roku 2014 byla firma Stráský, Hustý a partneři, s. r. o., požádána novým investorem (společností PRO TP 06, s. r. o.) a dodavatelem stavby (společností Metrostav Slovakia, a. s.) o provedení přepočtů celého objektu s následným vypracováním projektů sanací. Přepočty navazovaly na dříve provedené výpočty Slovenské technické univerzity v Bratislavě [1]. 4 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

7 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction a 12b Vlastní výpočet byl prováděn převážně ve výpočtovém programu SCIA Engineer. Byly vytvořeny lineární prostorové výpočetní modely celé budovy pro ověření globálního chování (obr. 8), řada podrobných modelů desek jednotlivých stropních podlaží a speciální modely pro analýzu komplikovaných detailů. Pro přepočty bylo podstatné vyjít ze skutečného provedení stavby. Podkladem sice byla původní projektová dokumentace z roku 2009, bohužel ale existovalo několik odlišných verzí dokumentace jak ve výkresech tvaru, tak i ve výkresech vyztužení. Proto bylo nutné ve spolupráci s dodavatelem provádět řadu ověřujících sond a průzkumů. Prověřovány byly skutečné pevnosti betonu, skladby podlah, střešních plášťů, tíha příček apod. Destruktivně i nedestruktivně bylo ověřováno vyztužení vybraných prvků a často byl konstatován značný nesoulad skutečného vyztužení konstrukcí a dostupné projektové dokumentace. Vzhledem k rozsahu a časové náročnosti bylo nutné přepočty a průzkumy provádět souběžně, což kladlo zvýšené nároky na výpočty, které bylo nutné průběžně aktualizovat. Stav objektu byl zdokumentován podrobnou vizuální pasportizací poruch jednak autory přepočtů a jednak kolektivem pracovníků ze Slovenské technické univerzity v Bratislavě pod vedením doc. Grambličky [2]. V podlažích podnože byla zaznamenána řada poruch, zejména trhlin v deskách, stěnách, průvlacích apod. Studium dokumentace a provedený průzkum ukázaly, že byl objekt na řadě 8 míst vyztužen velmi atypicky a v některých případech v rozporu s konstrukčními zásadami pro železobetonové konstrukce. Jednalo se zejména o vyztužení parapetů, průvlaků, některých sloupů, obvodového pláště, desek apod. Vyztužení na mnoha místech neodpovídalo výsledkům výpočetních modelů a normovým požadavkům. Velkou neznámou bylo např. působení betonového obvodového pláště vlastní věže. Plášť není z velké části podepřený až na základy, přičemž podporuje po obvodě všechny stropní desky věží (obr. 9). Po provedení statických přepočtů všech tří objektů (A, B, C) byl konstatován nevyhovující stav konstrukcí v řadě ustanovení norem platných v době projektování stavby (STN , STN aj.). V objektu v podstatě nebyla jediná stropní deska, která by svým vyztužením vyhovovala výše uvedeným normám alespoň na mezní stav únosnosti. Alarmující bylo zejména poddimenzování řady míst na mezní stav protlačení, které bylo i příčinou zřícení části konstrukce [1]. Také ohybová únosnost desek byla mnohdy nevyhovující. Jako zcela nevhodný se ukázal přechod mezi stěnovým systémem věžových částí (od 5. NP 3 / technologie konstrukce sanace Beton 5

8 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction výše) na sloupový systém nižších podlaží (3. PP až 4. NP). V této oblasti byly stěny tloušťky 220 mm uloženy na sloupy na velmi malé dosedací ploše ( mm), která přenášela zatížení z 18 podlaží u věže A, resp. 22 podlaží u věže B. Detail vykazoval výrazné překročení dovoleného místního namáhání betonu v tlaku (obr. 10 a 12a). Zároveň byla zjištěna nedostatečná vodorovná výztuž ve stěnách 5. NP, což se projevilo vznikem šikmých trhlin, které byly v průběhu sanací podrobně monitorovány (obr. 11). V některých místech byly ve stěnách nad sloupy zcela nevhodně umístěny i dveřní otvory, které dosedací plochu dále zmenšovaly (obr. 12b). V objektu byla většina parapetů ve stěnách vyztužena tak, že smyková výztuž nebyla tvořena běžnými třmínky, ale výztuží typickou pro rámový roh. Svislá výztuž v parapetech nebyla zakotvená háky za podélnou výztuží (obr. 13). Parapety byly navíc vyztuženy jen velmi slabou podélnou výztuží, což se projevilo vznikem typických šikmých trhlin vycházejících z rohu okna do přilehlé stěny u parapetu v obvodovém plášti. Celý systém vyztužení parapetů znesnadňoval jejich vyhodnocení a doprovázel nejasné působení celého obvodového pláště věží. Specifickou kapitolou přepočtů byly typické stropní desky věží a konstrukce ustupujících horních podlaží. Tyto konstrukce byly také vyztuženy velmi atypicky v porovnání s výsledky vnitřních sil z lineárních prostorových modelů, přičemž z pasportizace poruch v této oblasti neplynuly nějaké zásadní problémy. Z toho důvodu bylo přistoupeno k nelineární analýze pomocí programu Atena firmou Červenka Consulting [3] (obr. 14). V rámci analýzy byly uvažovány různé varianty vyztužení parapetů tak, aby byla zajištěna bezpečnost i při nejméně příznivé variantě působení parapetů. Skutečné vyztužení parapetů bylo následně ověřováno nedestruktivní metodou na konstrukci pomocí skeneru [4] (obr. 15). Nakonec bylo prokázáno, že konstrukce horních pater je z hlediska mezních stavů únosnosti bezpečná a nebylo tedy nutné pro ni navrhovat sanaci. Objekty obsahovaly mnoho dalších nevyhovujících míst (sloupy, stěny apod.). Obecně nebyl navržen jasný konstrukční systém se zřetelným přenosem svislého a vodorovného zatížení shora do základů. Po přepočtech bylo proto doporučeno provést rozsáhlou rekonstrukci objektu (3. PP až 4. NP) a zároveň bezodkladně podepřít vybrané části věže dočasnými podporami. Projekty sanace Vlastní projekt sanace byl rozdělen do několika částí, které na sebe navazovaly: podchycení věží, sanace stropních desek protlačení a ohyb, podchycení fasád, sanace základů, ostatní sanace. Důležité bylo navrhnout vhodný postup sanací tak, aby na sebe navzájem navazovaly technologicky i provozně. Prioritní bylo provedení trvalé sanace nosného systému věže A, neboť tato věž byla obydlena a byla podepřena provizorně. Následovala sanace nosného systému věže B nacházející se bezprostředně vedle oblasti propadu, která provádění prací značně komplikovala. Sutiny propadu nebylo možné odstranit do doby provedení sanace nosného systému věže, jelikož zde bylo riziko poškození budovy během vybírání propadu. V průběhu projektování sanací též investor postupně vyhodnocoval jejich dopad a následné využití objektu. Došel k názoru, že je třeba část nevyhovujících desek obchodního centra zbourat, příp. některé části využít jinak, než se původně zamýšlelo. Projekt sanací tuto skutečnost musel pochopitelně zohlednit a řada výpočtů se musela provést opětovně dle upraveného zadání. Demolicí obchodního centra byla odstraněna řada nevyhovujících Beton technologie konstrukce sanace 3 /

9 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction konstrukcí/prvků a byly tak eliminovány komplikované sanace v této oblasti (především sanace desek namáhaných ohybem a protlačením). Vlastní demolice byla navržena do úrovně 1. NP, a tím došlo i k celkové změně architektonického výrazu objektu, neboť se otevřel prostor mezi jednotlivými věžemi. Podchycení nosného systému věží Základní koncepce návrhu zesílení vycházela z provedených přepočtů a z požadavků investora. Šlo zejména o zajištění kritické oblasti přechodu stěnového systému věže v 5. NP na sloupový systém nižších podlaží. K tomu přibyl požadavek investora nezasahovat do bytových částí 5. NP a výše z důvodu obsazenosti bytů, minimalizovat zásahy do dispozic a parkovacích míst v 3. PP až 4. NP a namísto administrativních prostor v 4. NP vytvořit byty. Na základě výše uvedených požadavků bylo zesílení nosného systému věže navrženo jako Typické vyztužení parapetů 14 Nelineární model horních podlaží věže průhyby v programu ATENA [3] 15 Nedestruktivní ověření polohy výztuže pomocí georadaru [4] 16 Nové stěny na ose E ve 4. NP 17 Armování obvodových stěn 4. NP 18 Dokončené nové obvodové stěny 4. NP 19 Půdorys 4. NP červeně vyznačená navržená sanace 20 Obetonování sloupů na ose E včetně dočasného podepření v 2. NP 21 Obetonování sloupů na ose E včetně dočasného podepření v 3. PP 13 Typical reinforcement layout in a parapet 14 Nonlinear model of the top floors of the tower deflection in software Atena [3] 15 Non-destructive results from ground penetrating system [4] 16 New load-bearing walls on the 4th floor on axis E 17 Reinforcement of new load-bearing exterior walls on the 4th floor 18 New exterior load-bearing walls on the 4th floor 19 Plan of the 4th floor new structures in red 20 Column jacketing on axis E including temporarily props on the 2nd floor 21 Column jacketing on axis E including temporarily props on the 3rd basement floor / technologie konstrukce sanace Beton 7

10 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction Podélný řez a půdorys celého komplexu po sanaci 23 Schéma postupu vybrání propadu a demolice wellness 24 Vybrání propadlé části stropních desek 25 Demolice wellness části 26 Pohled do propadu po jeho vybrání 27 Pohled na poničené komunikační jádro věže B 22 Longitudinal section and plan of the complex after rehabilitation 23 Scheme of the excavation procedure of the collapsed area and wellness demolition 24 Excavation of the collapsed area 25 Demolition of the wellness area 26 The collapsed area after excavation 27 View of the collapsed stair core of the tower B čitelný systém pro přenos zatížení z horních podlaží až na základovou desku. V principu je zesílení zajištěno pomocí: vytvoření dodatečných příčných betonových stěn tloušťky 350 mm v 3. NP a 4. NP (osy E a H) podepírajících nevyhovující stěny 5. NP (obr. 16 a 19), vytvoření betonové krabice z dodatečně betonovaných stěn v 4. NP zasahující i do 3. NP. Tato konstrukce umožní přenášet zatížení do nosných sloupů a zároveň podepře obvodový plášť horních podlaží (obr. 17 až 19). zesílení sloupů v osách E a H od 3. PP až do 4. NP obetonováním v tloušťce 150 mm (obr. 20 a 21). Tento návrh posiluje přechod mezi rozdílnými konstrukčními systémy, a navíc redukuje vliv umístění velké těžké hmoty věžových částí na tenkých sloupech. Realizace podchycení probíhala od základové desky postupně směrem vzhůru. Nové obetonávky byly navrženy ve formě spřažených konstrukcí s původním betonem. Před vlastní realizací bylo nutné odstranit řadu konstrukcí, které již byly v předchozím stadiu dokončené (sádrokartonové příčky, skladby podlahy apod.). Zároveň bylo třeba provizorně převádět instalace (vodu, kanalizaci, elektro apod.) a tím zachovat provoz bytů. Sanace byla navíc komplikována zejména nutností dopravy veškerého materiálu (betonu, výztuže, bednění) dovnitř budovy bez možnosti použít mechanizaci, jeřáb apod. Prostorové omezení bylo nutné zohlednit i pro způsob armování konstrukcí, kde bylo využíváno především jednoduchých sestav bez komplikovaných tvarů výztuže. Tomu musely být přizpůsobeny polohy pracovních spár a betonážních i odvzdušňovacích otvorů. Pro vlastní Beton technologie konstrukce sanace 3 /

11 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction betonáž se velmi osvědčil samozhutnitelný beton, který zaručoval dobré probetonování komplikovaných tvarů spřažených konstrukcí. Stěnový systém věže je protažen do nižších podlaží (obr. 22). Jedná se vždy o nové železobetonové konstrukce spřažené s původními konstrukcemi. Návrh sanovaných prvků byl proveden dle současně platných EN norem. Obdobný konstrukční systém zesílení byl v zásadě navržen a proveden i pro věž B a také pro budoucí věž C. 23 Vybrání trosek z oblasti propadu Odstranění zřícené části konstrukce bylo klíčovou etapou navazující na podchycení nosného systému věží. Trosky propadu se nacházely od vlastní havárie v roce 2012 na stejném místě, nebylo s nimi nijak manipulováno. Pouze okolní konstrukce byly provizorně zajištěny. Vstup do těchto prostor byl po celou dobu zakázán. Přístup do oblasti propadu nebyl bezpečný pro provedení podrobného průzkumu, proto bylo nutné řešit skutečný rozsah poškozených prvků až při vlastním postupu demolice. Jelikož se havarovaná oblast nacházela uvnitř objektu, nebyl k ní možný přístup těžší mechanizace pro jednoduché zpracování a odvezení sutě. V propadu se nacházely jak trosky nosné konstrukce, tak zbytky podlah, substrátu, izolací, několik aut, diesel agregát apod. Oblast propadu byla ze severní strany ohraničena neponičenou obvodovou stěnou přiléhající k sousednímu objektu BBC, z jižní strany se nacházely konstrukce komunikačního jádra věže B. Ze západní strany byl propad vymezen dilatací mezi objekty A a B a z východní strany výškovou změnou stropní desky v nejvyšším podlaží (obr. 23). Zřícené konstrukce / technologie konstrukce sanace Beton 9

12 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction byly v důsledku pádu nahodile umístěné a přelámané přes sebe. Část zřícených konstrukcí byla na základové desce, část betonových trosek visela z obvodových stěn. Mezi troskami byly i části konstrukce požární nádrže, na jejíž narušené stěny se zachytily trosky vyšších podlaží. Vytvořily se zde proto různé dutiny a staticky velmi nestabilní celky. Rozsah poškození i trosek se měnil po jednotlivých podlažích. Nižší podlaží často zadržovala trosky horních podlaží. Odhadovaný objem suti byl cca m 3, suť v propadu byla netříděná a vzájemně promíchaná. Fotografie z propadu před vybráním jsou na obr. 5 až 7. Pro bourání byl společností Stráský, Hustý a partneři, s. r. o., vypracován podrobný projekt a postup prací. Projekt byl vytvářen v úzké spolupráci s generálním dodavatelem (společností Metrostav Slovakia, a. s.) a s jeho subdodavatelem bourání (společností Mrozek, a. s.), jehož dostupná mechanizace byla v návrhu projektu zohledňována. Vybrání trosek z havarované oblasti společně s navazující demolicí bylo provedeno v roce 2016 a trvalo cca osm měsíců. Využívalo se zejména bagrů s osazenými hydraulickými nůžkami CAT 320 C (23 t). Pro vlastní propad bylo důležité použití bagru Liebherr R944C (60 t), který měl větší výškový dosah (až 23 m), a díky tomu bylo možné odstříhat visící kusy betonu a umístit je na zem (obr. 24). Pro vybrání propadu bylo klíčové vytvoření přístupové cesty pro mechanizaci tak, aby byl umožněn její vjezd do havarované části (obr. 23). Ten byl navíc umístěn v nižší výškové úrovni, než byly okolní příjezdové cesty. Pro danou tíhu strojů bylo nutné dopředu řádně vystojkovat příjezdové cesty, opatřit hrany odlomených desek provizorními opěrnými stěnami apod. Nejdříve se konstrukcemi prostříhal menší bagr a vytvořil průjezdný profil pro větší bagr. Provedlo se zpevnění přilehlých částí propadu, aby na něj mohl najet větší bagr. Ten si poté pod sebou zajistil vhodný pojezdný prostor postupným stříháním a překládáním materiálu, následně odstranil visící části a postupně rozebral popadané konstrukce. Trosky byly postupně odstřihávány a vršeny na základovou desku. Projektantem byla vždy stanovována hranice bourání dle skutečného stavu konstrukcí. Po nahromadění sutě na základovou desku byl odpad postupně odvážen na skládku nákladními automobily. Před finálním vybráním trosek ze základové desky na ni musela být uložena zátěž ve formě panelů a palet s materiálem (obr. 26), aby byla deska zajištěna proti vztlaku vody. Stav základové desky a vnější obvodové stěny se po vybrání trosek ukázal jako vyhovující pro další využití a nemusely být bourány, musela být provedena pouze dotěsňující injektáž několika průsaků základové desky. V místě propadu bylo následně budováno nové betonové jádro navazující na věž B a nové stropní desky. Demolice obchodního centra Další etapou bezprostředně navazující na vybrání propadu bylo odstranění obchodního centra mezi věžemi a wellness části (obr. 22). Před vlastním odbouráním mezi věžemi musely být uvnitř objektu zhotoveny budoucí nové fasády, které jsou tvořeny kombinací železobetonových monolitických konstrukcí a vertikálně předpjatých táhel. Obchodní centrum bylo demolováno na úrovni 1. NP až 4. NP, podzemní patra však měla být zachována pro provoz garáží (obr. 22). U běžných demolic objektů dochází obvykle k pádu trosek až na zem a těžká mechanizace pojíždí přímo po terénu. Tento přístup nemohl být v našem případě použit a muselo se tak postupovat velmi uvážlivě, neboť volné stržení nebo pád velkých trosek na stropní desku 1. PP nebyly přípustné. Mechanizace se navíc musela pohybovat po stropních deskách, které na toto zatížení nebyly dimenzovány. Byl tedy dáván mimořádný důraz na zajištění řádného podstojkování všech stropních desek až na základové konstrukce tak, aby stropní desky nebyly následně porušené trhlinami a nemusela se provádět jejich případná další sanace. Bourání bylo provedeno převážně pomocí bagru o hmotnosti 23 t s hydraulickými nůžkami. Pro odstranění monolitických průvlaků o rozpětí až 19 m ve wellness části (nad 25m bazénem) byl použit bagr o hmotnosti 60 t (obr. 25). Pro odstraňování menších částí byly použity menší bagry o hmotnosti 5 t, příp. bourací robot Brokk 90 o hmotnosti 1 t a jiná mechanizace. Vlastní bourání bylo komplikováno slabým vyztužením stropních desek, proto 28 Zdemolované obchodní centrum mezi věžemi A a B 29 Pohled na dokončenou věž A 30 Pohled na dokončenou věž B 28 Demolished shopping mall between the towers A and B 29 View of the rehabilitated tower A 30 View of the rehabilitated tower B 28 Zdroje: [1] Halvonik, J., Fillo, L. Pretlačenie príčiny havárie v komplexe Trinity. In: Sborník vědeckých prací VŠB-TU Ostrava. 01/2014. [2] Gramblička, Š. Pasportizácia porúch nosných konštrukcií polyfunkčného komplexu Trinity, Experting. 06/2014. [3] Červenka, J., Seidlová, T. Posouzení stávajícího stavu a navrhované rekonstrukce typické stropní desky NP7 a NP17 NP [4] Láník, J. Diagnostika polohy výztuže Polyfunkční komplex Trinity. Bratislava, Nový investor PRO TP 06, s. r. o. Generální dodavatel Metrostav Slovakia, a. s. Projektant Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. Bourací práce Mrozek, a. s. 10 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

13 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction musela být doprava materiálu po těchto deskách prováděna také až po jejich hustém podstojkování. Veškerá mechanizace se musela pohybovat v přesně vymezených koridorech. Všechny činnosti byly prováděny s důrazem na minimalizaci dopadů na okolí, především s ohledem na omezení prašnosti a hlučnosti bouracích prací. Technologie bourání s hydraulickými nůžkami se na rozdíl od jiných technologií (např. řezání) ukázala jako velmi výhodná. Pohled na odbourané konstrukce mezi věží A a B před finálním začištěním je na obr. 28. Nové konstrukce v místě propadu Po ukončení demolice mohlo být přistoupeno k realizaci nových konstrukcí v místě původní oblasti propadu (3. PP až 1. PP). Tato část objektu je důležitá z pohledu provozu celého komplexu, jelikož propojuje vjezd do podzemních garáží z ulice Jarabinkova a Plynárenská (obr. 1). Konstrukční systém je zvolen jako lokálně podepřené desky s tloušťkou 220 mm zesílenou okolo sloupu hlavicí na 330 mm. Na nejvyšší stropní desce je umístěn nově vzniklý parter mezi věžemi, a proto je zde navržena deska v tloušťce 350 mm s ohledem na větší stálé zatížení. Rastr sloupů byl ponechán dle původní konstrukce, aby nové sloupy byly umístěné přímo nad stávajícími pilotami. Původní komunikační jádro na severu věže B bylo havárií poničené (obr. 27), a proto bylo vybudováno nové až do výšky 3. NP, které tvarově respektuje upravenou hmotu věže (obr. 30). Z důvodu upraveného tvaru severního jádra musely být doplněny nové mikropiloty, nad kterými byla vytvořena převázka ve formě rozšířené stěny nového jádra. Závěr Článek je zaměřen na úvodní část komplexní a rozsáhlé sanace objektu Trinity. V první řadě bylo zabezpečeno trvalé statické podchycení jednotlivých věží, následně bylo možné provést vybrání havarované oblasti konstrukce, na které přímo navazovala demolice části obchodního centra s ohledem na nové využití objektu. Během provádění byl kladen důraz na monitoring konstrukce, při kterém bylo sledováno sedání budovy, náklony věží v několika výškových úrovních i šířky trhlin ve vybraných konstrukcích. Vlastní sanace představovaly pro všechny zúčastněné sérii poměrně náročných činností. V současné době jsou díky spojení sil investora, generálního dodavatele, projektanta a technického dozoru všechny navržené sanace úspěšně dokončeny v dobré kvalitě a objekty A, B i C již byly zkolaudovány. Zkušenosti jednoznačně ukazují, že pokud se stavba nosné betonové konstrukce nepovede tzv. na první pokus, je její oprava značně komplikovaná a náročná a všechny zúčastněné stojí obrovské úsilí a finanční prostředky chyby napravit. Z toho důvodu se doporučuje u obdobných staveb provádět před realizací stavby důslednou kontrolu projektu nezávislým statikem a eliminovat případné chyby z návrhu. Jen tak se lze vyhnout podobným haváriím, které mají v konečném důsledku značný dopad na nedůvěru laické veřejnosti ve stavebnictví. doc. Ing. Miloš Zich, Ph.D. Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. Fakulta stavební VUT v Brně m.zich@shp.eu Ing. Jan Nováček, Ph.D. Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. j.novacek@shp.eu Ing. Ondřej Hudec Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. o.hudec@shp.eu Ing. Vladimír Paulička PRO TP 06, s. r. o. vladimir.paulicka@metrostavsk.sk Ing. Martin Benko Metrostav Slovakia, a. s. martin.benko@metrostav.cz 3 / technologie konstrukce sanace Beton 11

14 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction Sanace kubistické obvodové betonové zdi Ďáblického hřbitova v Praze Restoration of the cubist peripheral concrete wall of the Ďáblice Cemetery in Prague Zdeněk Bíza, Tomáš Kalábek Předmětem komplexní opravy kubistické ohradní zdi Ďáblického hřbitova bylo provedení sanace a statické zajištění nevyhovující konstrukce zdi. Zeď je zapsána na seznamu národních kulturních památek a při její opravě bylo nutno postupovat v souladu s požadavky pracovníků Národního památkového ústavu. Opravou bylo zajištěno prodloužení životnosti vzácného typu ohradní zdi a její zachování pro další generace. The subject of the complex repair of the cubist wall of the Ďáblice Cemetery was the remediation and static securing of the unsuitable wall structure. The repaired wall is on the list of national cultural monuments and during the repair it was necessary to proceed in accordance with the requirements of the staff of the National Heritage Institute. The repair has ensured survival of a rare type of enclosure wall and preservation of the wall for future generations. 1 Konstrukce obvodové betonové zdi Ďáblického hřbitova z počátku 20. století byla v roce 2013 správcem hřbitova vyhodnocena jako výrazně poškozená a bylo nutno přistoupit k její sanaci, resp. k celkové opravě. Hřbitov byl vybudován těsně před 1. světovou válkou v kubistickém slohu podle projektu architekta Vlastislava Hofmana, což je patrné zejména na obvodové zdi a kapli. Zeď byla postavena v době, kdy se s výstavbou železobetonových konstrukcí teprve začínalo a kvalita betonu byla dosti různorodá. V některých částech není konstrukce prakticky vůbec vyztužena armaturou a zejména v důsledku nesprávných postupů při stavbě zdi vznikaly četné pracovní spáry, které byly příčinou statických poruch. Statika obvodové zdi byla narušena trhlinami, do kterých zatékalo (tedy působením vody a mrazu), a také náletovou vegetací. U robustní železobetonové zdi byla v minulosti potřeba opravy podceňována, protože se pravděpodobně zdálo, že beton vydrží věčně. 2a Základní informace o Ďáblickém hřbitově Ďáblický hřbitov se vyznačuje unikátním architektonickým a urbanistickým řešením je to jediný kubistický hřbitov v České republice a v podstatě na celém světě. Postaven byl mezi lety 1912 až 1914 a jeho autorem byl významný český architekt, urbanista, malíř a grafik Vlastislav Hofman. Hřbitov vyniká umělecky cennou hřbitovní zdí a již na první pohled každého zaujme monumentální vstupní brána s pavilony v kubistickém stylu, v němž je postavena také márnice. Kubistické prvky lze nalézt také na nádvoří na lavičkách, odpadkových koších, a dokonce i na pumpě na vodu. Také nový hlavní vchod je postaven v neokubistickém stylu. Jedná se o působivé místo s dramatickým a uměleckým charakterem. 12 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

15 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction Na Ďáblickém hřbitově je přes evidovaných hrobů a se svojí rozlohou téměř 30 ha je po Olšanském hřbitově druhým největším v Praze. Od roku 1943 jsou zde hromadně pohřbívány ostatky neidentifikovatelných osob. Uprostřed hřbitova je pohřebiště jugoslávských a italských partyzánů z 2. světové války a obětí Pražského povstání. Jsou zde pohřbeny osoby mučené a popravené, oběti komunistického režimu, stejně jako padlí účastníci protinacistického odboje, např. Jan Kubiš, Jozef Gabčík, Václav Morávek a další. Do roku 2014 zde byl v hromadném hrobě pohřben Josef Toufar, katolický kněz umučený v roce 1950 ve vyšetřovací vazbě. Ďáblický hřbitov je zapsán na seznam národních kulturních památek a od roku 1984 je památkově chráněn. Původní stav konstrukce Obvodové betonové zdi hřbitova kontinuálně ohraničují jeho prostor a jsou tvořeny sloupky a mezi nimi vybetonovanými stěnami. Jednotlivá pole jsou cca 5 až 8 m dlouhá, zdi byly dilatovány ve vzdálenosti dvou nebo tří polí. Koruna stěny je v západní části tvořena římsou tvaru trojúhelníku, v jižní a severní části je ve špici seříznuta. Betonová stěna má tloušťku cca 180 mm, směrem ke sloupkům se kónicky rozšiřuje na cca 500 mm. Celková délka sanované zdi je 1,1 km. Na konstrukci zdi bylo patrno několik druhů poruch, které měly vliv na její trvanlivost a funkčnost. Jednalo se zejména 3a o svislé a vodorovné trhliny v dříku stěny v místech pracovních spár, lokální svislé a vodorovné trhliny v ploše konstrukce a korozi výztuže římsy na koruně stěny, která byla příčinou vzniku trhlin a odpadávání krycích vrstev betonu nad výztuží. Patrný byl také průnik vody konstrukcí v místech dilatačních spár a v místech výše popsaných vzniklých poruch. Průnik vody do konstrukce byl příčinou jejího porušení cyklickým působením mrazu. Lokálně byla koruna obvodové zdi zatížena růstem zeleně, která byla příčinou biologické koroze a degradace konstrukce. Na zdi se také podepsali současní umělci, kteří ji vyzdobili graffiti. Účelem oprav uvedených poruch bylo vyřešit nevyhovující technický stav konstrukce, který by bez řádné opravy a následné údržby vedl až ke zborcení některých polí, především v jižní části zdi. (obr. 3) 2b Statické zajištění a sanace zdi V rámci detailní projektové dokumentace odsouhlasené Národním památkovým ústavem (NPÚ) bylo stanoveno několik cílů opravy betonové zdi tak, aby byla konstrukce zachována pro další generace. Pro potřeby dokumentace a oprav byla konstrukce rozdělena na 12 sekcí, přičemž u každé sekce byly stanoveny jednotlivé parametry a postupy oprav. Práce se prováděly za provozu hřbitova, v době konání smutečních či vzpomínkových obřadů však byly činnosti přerušeny. Veškeré práce probíhaly za dohledu pracovníků NPÚ. Průzkum konstrukce Součástí dodávky sanačních prací bylo provedení detailního průzkumu původní konstrukce a ověření předpokladů projektu, který vycházel z nižšího stupně průzkumu. Na jednotlivých částech a úsecích konstrukce byly provedeny zkoušky stávajících betonů, a to jak destruktivní, tak nedestruktivní: jednalo se o zkoušky pevnosti v tlaku na jádrových vývrtech, stanovení objemové hmotnosti betonu a stanovení pevnosti betonu v tahu povrchových vrstev včetně hloubky karbonatace a nasákavosti. Součástí průzkumů bylo také stanovení krycích vrstev betonu nad výztuží a obsahu chloridových iontů v povrchových vrstvách betonu, přičemž se předpokládal vyšší stupeň zasolení u konstrukce přiléhající k ulici Ďáblická. Součástí byla i detailní fotodokumentace původní zdi. Původní konstrukce vykazovala při zkouškách pevnosti betonu v tahu po- 3c 3b 1 Ďáblický hřbitov portál hlavního vstupu po sanaci 2 a) Půdorysné schéma zdí hřbitova, b) schéma opravy - detail 3 Poškození původních konstrukcí: a), b) portál hlavní brány, c) zeď 1 Ďáblice cemetery main entrance portal after remediation 2 a) Layout of the cemetery walls, b) repair scheme - detail 3 Damaged original structures: a), b) portal of the main gate, c) wall 3 / technologie konstrukce sanace Beton 13

16 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction 4 5 vrchových vrstev nižší hodnoty na vnějších plochách než na vnitřních, čímž byl potvrzen předpoklad projektu. Podkladní vrstvy vykazovaly průměrné hodnoty od 1,1 do 1,9 MPa, čímž byl potvrzen předpoklad pro provedení sanace. Pevnost betonu v tlaku stanovená na vývrtech prokázala potřebu náhrady určitých částí konstrukce. Dle průměrné pevnosti ve všech zkoumaných profilech bylo možné beton stěny zařadit do pevností třídy C12/15, některé zkoušené úseky stěny dosahovaly průměrné pevnosti odpovídající pouze třídě C8/10, jiné však třídě C20/25. V některých polích byly naměřené hodnoty vzorků výrazně nízké, zejména u zkušebního pole 04 (jižní strana, 2,6 MPa) a ve středu stěny úseků 11 a 12 (severní strana, 6,5 až 8,6 MPa). Hloubka karbonatace povrchových 7 vrstev se pohybovala v rozpětí 2 až 32 mm, přičemž průměrná hloubka byla 12 mm. Výsledky nasákavosti dosahovaly i v jednom průřezu stěny výrazně rozdílných hodnot (4 až 10 %), což ukazovalo na nestejnoměrnou kvalitu použitých betonů. Výsledky nasákavosti korelovaly s výsledky zkoušek objemových hmotností a pevností v tlaku. Součástí průzkumných prací bylo zjistit způsob provedení vyztužení stávající konstrukce. Prokázalo se, že je zeď vyztužena minimálně. Ve všech zkoumaných profilech zdi nebyla nalezena žádná výztuž v plochách stěny (vodorovná ani svislá), nalezena nebyla ani žádná svislá výztuž ve sloupcích. Ve stěně tedy zcela chyběla svislá výztuž, její absenci dokládalo i radarové vyšetření zdi. Vodorovná výztuž byla nalezena pouze v hlavě zdi, kde se nacházelo několik prutů hladké výztuže, její průměr se náhodně měnil od 5 do 9 mm. Výztuže byly lokálně narušeny korozí, oslabení výztuže se na jednotlivých zkoumaných úsecích lišilo. Při následných bouracích pracích byly tyto výsledky ověřeny i vizuálně a potvrdila se domněnka, že je ohradní zeď zhotovena víceméně z prostého betonu. Zkouškou stanovení obsahu chloridových iontů v povrchových vrstvách 4 Provádění jádrového vývrtu z původní konstrukce zdi 5 Bourání nejvíce poškozených částí zdi 6 a) Složené bednění na hlavu zdi, b) atypické bednění hlavy zdi 7 Vložky do bednění sloupků 8 Čištění povrchu konstrukce tryskáním před sanací 9 Příprava trhliny pro injektáž, osazené pakry 10 Sešívání horizontálních trhlin helikální výztuží 11 Reprofilace betonu 12 Detail povrchu betonu po sanaci 13 Provádění dodatečných dilatací zdi diamantovým řezáním 4 Carrying out the core drilling from the original wall structure 5 Demolishing the most damaged parts of the walls 6 a) Folded formwork of the wall head, b) atypical formwork of the wall head 7 Lining of the formwork of the columns 8 Cleaning the surface of the structure, blasting the surface before remediation 9 Preparation of the crack for grouting, fastened injection packers 10 Sawing the horizontal cracks together by helical reinforcement 11 Re-profiling the concrete 12 Detail of the concrete surface after remediation 13 Additional dilatations of the wall by diamond cutting bylo prokázáno, že konstrukce není výrazněji poškozena a kontaminace betonu chloridovými ionty vyhovuje pro kategorii železový beton a prostý beton. Průzkum potvrdil správnost způsobu řešení opravy dle projektu, provedení náhrady hlavy ohradní zdi v celé délce a dalších způsobů sanace. (obr. 4) Bourací práce Na nejvíce poškozených částech zdi bylo rozhodnuto nahradit degradovaný beton 6a 6b 14 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

17 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction za nový při zachování původního tvaru konstrukce. Před prováděním bouracích prací byly jednotlivé části zdi změřeny pro následnou výrobu atypického bednění. Při bourání konstrukce se pro minimalizaci poškození zachovávané části konstrukce otřesy využívalo diamantové řezání, kdy bourané části byly nejprve odříznuty a až následně vybourány. (obr. 5) Náhrada novou konstrukcí Plně nahrazované části zdi byly prováděny z transportbetonu třídy C30/37 čerpaného do speciálně tvarovaného bednění podle dané části zdi a vyztuženého dle požadavku projektu a kotveného s původní zachovanou částí konstrukce pomocí výztuže vlepené do chemické kotevní malty. Vzhledem k atypickému tvaru konstrukce byly pro bednění použity bednicí dílce upravované speciálně pro každé pole zdi, do kterých se ukládaly formy vyřezané z polystyrénu. Během realizace bylo nejprve provedeno zkušební pole pro ověření kvality a postupů a až následně byl postup aplikován na celý rozsah zdi. (obr. 6 a 7) Příprava podkladu Podklad byl připravován dle běžných postupů pro sanace betonových konstrukcí, využito bylo zejména lehké ruční elektrické nářadí sekací a vrtací kladiva, ruční úhlové brusky s diamantovými kotouči či ocelovými kartáči a na finální úpravu před sanací vysokotlaký vodní paprsek. (obr. 8) Ochrana obnažené výztuže Na zachovaných částech konstrukce byla lokálně obnažena původní výztuž, která byla očištěna do kovového lesku a ošetřena pasivačním nátěrem na výztuž. V místech, kde byla koroze výraznější a úbytek větší, docházelo většinou 3 / technologie konstrukce sanace Beton 15

18 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction 14 15a k celkové náhradě konstrukce zdi, příp. byla výztuž lokálně doplněna. Injektáž trhlin Trhliny byly v konstrukci lokálně velice výrazné, zejména v místě původních pracovních spár. Na částech zdi, které nebyly určeny k plné náhradě, byly trhliny injektovány epoxidovými pryskyřicemi. S ohledem na tvar a tloušťku konstrukce byly většinou injektovány až po provedení hrubé sanace pomocí předem instalovaných injektážních pakrů (plastových injektorů s kuličkou), které byly prodlouženy (nadstaveny) PE trubičkou, protože délka vyráběných plastových pakrů nebyla dostatečná a bylo třeba zajistit následnou aplikaci injektážní směsi přímo do trhliny (tloušťka sanace byla větší než délka injektoru). Injektáž trhlin probíhala pomocí běžného elektrického čerpadla na epoxidové pryskyřice. Protože se injektáž prováděla na venkovní konstrukci, do které se přes den opírá slunce, bylo nutno použít materiál s delší dobou reakce (Sanax ResiInjekt E1T), aby nedocházelo k ucpávání čerpadla. V letních měsících musela být injektáž prováděna pouze v ranních hodinách a injektovaný materiál musel být chlazen. Díky těmto opatřením se podařilo zajistit, že epoxidová směs s velmi nízkou viskozitou pronikla do všech zamýšlených trhlin. Materiál, který vytékal netěsnostmi na povrch konstrukce, musel být před aplikací dalších sanačních vrstev mechanicky odstraněn. (obr. 9 a 10) 14 Portál hlavního vstupu po sanaci 15 Zeď hřbitova po sanaci: a) jižní úsek, b) západní úsek u ulice Ďáblická 14 Main entrance portal after remediation 15 Wall of the cemetery after remediation: a) southern part, b) western part at the Ďáblická street Investor Správa pražských hřbitovů, p. o. Projektant Antre, spol. s r. o. Sasta CZ, a. s. Zhotovitel hlavní stavbyvedoucí Ing. Tomáš Kalábek Plocha sanované zdi m 2 Délka sanované zdi m Termín realizace srpen 2016 až říjen 2017 Sešívání trhlin Aktivní trhliny byly s ohledem na typ konstrukce zároveň sešity helikální výztuží aplikovanou do vyfrézovaných drážek a vlepovanou do systémového tmelu dodavatele materiálu. Nejčastěji byly používány kotevní spony v délce 1 m. (obr. 10) Literatura: [1] Antre. Oprava hřbitovního zdiva Hřbitov Ďáblice, sekce 1; 2; 3; 4; 5; 6; 7; 8; 9; 10; 11; 12. Projektová dokumentace. Antre, s. r. o., [2] SASTA CZ. Průzkum obvodové stěny hřbitova, Rekonstrukce kubistické ohradní zdi Hřbitov Ďáblice, Praha-Střížkov, Ďáblická 564/2a. Sasta CZ, a. s., říjen [3] NPÚ. Památkový katalog Ďáblický hřbitov [online] Národní památkový ústav. Dostupné z: cz/?presenter=elementsresults&action=element&element= [4] Ďáblický hřbitov na Střížkově. Praha neznámá: průvodce po pražských čtvrtích [online] Praha Neznámá, s. r. o.dostupné z: strizkov/dablicky-hrbitov-na-strizkove/ [5] Ďáblický hřbitov. In: Wikipedie [online]. Dostupné z: wiki/%c4%8e%c3%a1blick%c3%bd_h%c5%99bitov [6] Největší zajímavost na festivalu Open House: Kubistický Ďáblický hřbitov. LP-life.cz [online] Luxury Prague Life. Dostupné z: com/nejvetsi-zajimavost-na-festivalu-open-house-kubisticky-dablicky-hrbitov [7] OPPELT, R. Na hřbitově v Ďáblicích zachraňují kubistickou zeď. Metro Praha [online] Dostupné z: [8] Před zkázou ji zachrání 19,3 milionu: Kubistickou hřbitovní zeď v Ďáblicích poprvé opraví. Blesk.cz [online] Dostupné z: [9] Jediný kubistický hřbitov na světě je v Ďáblicích, opravit zeď stojí milióny. Lidovky.cz [online] Dostupné z: A160731_231102_ln-bydleni_toh Reprofilace Pro hrubou sanaci betonové konstrukce bylo využito běžných sanačních hmot (PCI Nanocret R4 SM). Sanačními hmotami byly vyplňovány zejména vysekané trhliny a lokální místa vyžadující hloubkovou sanaci. Před aplikací sanačních hmot musela být konstrukce vlhčena, aby bylo dosaženo kvalitního spojení s podkladem, a zároveň chráněna zakrýváním proti rychlému vysychání správkových hmot. Tloušťky nanášených vrstev byly do cca 25 mm v ploše, ve více poškozených místech byly lokálně do tloušťky kolem 80 mm. (obr. 11) Oprava povrchových vrstev Na konstrukci železobetonové zdi byla původně aplikována sjednocující cementová omítka, která byla již velmi degradovaná a odpadávající. Pracovníci NPÚ vyžadovali zachování stávajícího vzhledu povrch měl být hrubý s částečně vyplaveným pojivem a vystupujícím hrub- 16 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

19 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction Zámečnické konstrukce V rámci sanace byla provedena základní oprava (repase) vstupní branky v jižní zdi a vstupní brány hlavního vchodu, která je součástí sanovaného vstupního portálu v západní zdi. Vstup se skládá ze dvou dvoukřídlých postranních bran (z toho jedna je pro pěší, druhá je neprůchozí) a ze dvou dvoukřídlých vrat. Brány i vrata mají stejnou výšku, liší se však šířkou křídla. Konstrukce je prostorová, tvořená z ocelových uzavřených profilů (jeklů), v soklové části je opatřena plechem s vytvarováním. Vstupní prvky jsou osazeny do železobetonové konstrukce kubistického tvaru, která byla v minulosti opatřena stříkanou cementovou omítkou. (obr. 14) 15b ším kamenivem použitým v omítce. Pro zajištění stejnoměrné barevnosti a kvality povrchů aplikovaných materiálů bylo záměrem zhotovitele použít na veškeré práce certifikované materiály pro sanace betonových konstrukcí. Pod dohledem pracovníků NPÚ byly zhotoveny zkušební plochy z různých materiálů mnoha výrobců sanačních hmot. Ukázalo se, že povrchová úprava těchto moderních materiálů neodpovídá požadovanému vzhledu, byť určité vzorky vyhovují barevností. Z barevně vyhovujících vzorků materiálů byly následně zhotoveny další vzorky různě povrchově upravené tak, aby došlo k vytažení hrubého zrna z podkladu a docílilo se hrubého povrchu vizuálně co nejvíce podobnému původní zdi. Na základě nejlépe vyhovujícího vzorku byl vybrán výrobce a typ sanačního materiálu (Hasit 474 FEIN Betonreparaturmörtel) a technologický postup úpravy povrchu, ověřený na zkušebním úseku několika polí zdi. (obr. 12) Plochy stávající zdi byly očištěny od původní degradované cementové omítky a celá konstrukce včetně nově betonovaných částí byla opatřena vrstvou sanační hmoty. Během realizace prvních úseků se ukázalo, že pro dodržení stejnoměrnosti vzhledu speciálně upraveného povrchu musí finální úpravy provádět pouze vybraní pracovníci, protože při větším počtu lidí docházelo k byť velice malým, přesto viditelným odlišnostem, které nebyly akceptovatelné. Nové dilatování zdi Původní zeď byla dilatována po dvou až třech polích, což se ukázalo jako nedostatečné, a tak bylo v rámci projektu navrženo a následně provedeno dodatečné dilatování konstrukce v každém sloupu pomocí diamantové pily. (obr. 13) Povrchová úprava Stávající konstrukce nebyla nijak chráněna proti povětrnostním vlivům a původní povrchové vrstvy tak degradovaly rychleji. V rámci opravy byl jako vrchní ochrana konstrukce proveden transparentní hydrofobizační nátěr, který má prodloužit živostnost opravy a snížit degradaci konstrukce srážkovými vodami. Výběr materiálu probíhal pod dohledem pracovníků NPÚ a nesměl měnit barevnost povrchových vrstev. Doprovodné práce Součástí opravy bylo provedení zemních prací kolem paty zdi, vysekání a odstranění náletové zeleně degradující konstrukci zdi včetně dodatečného zaizolování paty zdi a následné úpravy okolního prostranství. Protože sanační práce probíhaly za provozu hřbitova, bylo třeba vyhovět správě hřbitova a během smutečních obřadů a vzpomínkových akcí stavební práce přerušit nebo provádět práce jen na určitých místech. Během prací musely být současně náhrobky chráněny proti poškození a ušpinění, zejména v místech, kde jsou umístěny podél zdi, např. na západní straně hřbitova. Závěr Provedená celková oprava železobetonové zdi Ďáblického hřbitova prodloužila životnost této nádherné jedinečné kubistické konstrukce a zachovala ji pro další generace i pro klidný odpočinek obyvatel hřbitova. Fotografie a výkresy: 1 Správa pražských hřbitovů, 2 náhled projektu PD Antre, 3 až 15 Zdeněk Bíza, Tomáš Kalábek Ing. Zdeněk Bíza biza@sasta.cz Ing. Tomáš Kalábek kalabek@sasta.cz oba: Sasta CZ, a. s. Firemní prezentace Česká betonářská společnost ČSSI Konference s mezinárodní účastí 26. BETONÁŘSKÉ DNY 2019 spojená s výstavou BETON a 21. listopadu 2019 Hradec Králové, Kongresové centrum ALDIS 3 / technologie konstrukce sanace Beton 17

20 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction OPRAVY DVOU JEZŮ NA SEVERNÍ MORAVĚ REPAIRS of TWO WEIRS IN NORTHERN MORAVIA Jiří Šafrata, Leoš Kessler, Petr Magnusek V článku jsou představeny dvě rekonstrukce jezů zcela odlišného charakteru, které byly v uplynulém roce dokončeny a předány k užívání na toku řeky Ostravice v Moravskoslezském kraji. The article introduces two reconstructions of weirs each one of a completely different nature completed and handed over to use on the Ostravice river in Moravian-Silesian region in the previous year. Objekty jezů na řece Ostravici mají za sebou již mnoho desítek let a převedly řadu povodní včetně té největší v roce Povodně se mnohdy opakují, proto je nutné stavby na řekách rekonstruovat a přihlédnout přitom k jejich umístění, účelu a možnému využití. Rekonstrukce spádového stupně ve Starém Městě u Frýdku-Místku Staroměstský jez byl postaven v letech 1912 až Řeka Ostravice tady protéká v těsném sousedství obydlených oblastí a její okolí je intenzivně využíváno pro sportovní a rekreační aktivity (obr. 1). Tomu také bylo přizpůsobeno i řešení současné rekonstrukce. Spádový stupeň nově vybudovaného jezu je tvořen opěrnou stěnou o celkové délce přelivné hrany 47 m a délka vývaru pod tímto stupněm je 20,5 m. Na pravém břehu opěrná stěna navazuje na konstrukci rybího přechodu, na levém břehu pod stupněm je vystavěno rozšíření samotného koryta, resp. vodní prvek s hloubkou 700 mm pro zajištění obecného nakládání s povrchovými vodami, který je schody a otvory ve stěně spojený s vývarem, jehož hloubka činí mm. Voda je do tohoto prvku přiváděna z nátokové šachty umístěné ve dně v prostoru nadjezí při levobřežním opevnění dlažbou do betonu. Součástí celé rekonstrukce byla i výstavba sjezdů z obou břehů a brodu v prostoru podjezí pro techniku státního podniku. Všechny betonové konstrukce byly vybudovány nově a byly založeny na nepropustném podloží. Na hlavní konstrukce byl použit beton C30/37 - XC4, XF3, XM3 - D max 22 - Cl 0,2 - S4, dodávaný betonárnou Cemex v nedaleké Bašce. Receptura byla stejná jako při rekonstrukci vodního díla Šance (Článek o rekonstrukci vodního díla Šance byl uveden v Beton TKS 2/2019, pozn. red.). Celá stavba byla rozdělena na dvě části v jedné polovině se prováděly práce a druhou polovinou protékala řeka. Obě části byly odděleny štětovými stěnami, které byly zpevněny proti tlaku případné velké vody. Neustále prosakující voda však ztěžovala zemní práce 2 a musela být kontinuálně odčerpávána. Přesun pracovních strojů na druhý břeh byl zajištěn přes dočasný přejezd z ocelových trub, umožňujících zároveň volný průtok vody. Při provádění betonových konstrukcí se kromě běžné kontroly parametrů betonů kladl důraz na vývoj teplot v převážně Objednatel Povodí Odry, s. p. Projektant Aquatis, a. s. Sdružení Zvánovec, a. s., Zhotovitel a Lesostavby Frýdek-Místek, a. s Beton technologie konstrukce sanace 3 /

21 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction masivních konstrukcích a také na pohledovou kvalitu povrchů a jejich ošetřování. Povrchy betonů byly opatřeny přípravkem Mapecrete LI Hardener na bázi lithia ke zvýšení povrchové odolnosti betonu proti abrazi (požadavek XM3), který zároveň zajišťoval ochranu proti odparu. Součástí jezu je rybí přechod, který přes výškový stupeň umožňuje migraci ryb. Má šířku 3 m, délku téměř 50 m a sklon 1 : 20. Na dno koryta byly do betonu osazeny kameny o výšce cca mm a mezi ně byl uložen hrubý štěrk. Proudící voda s průtokem cca 0,5 m 3 /s je vyčnívajícími kameny zpomalována a ryby tak mohou jez překonat v obou směrech. Česle na vtoku brání zanášení rybího přechodu naplaveninami. (obr. 2) Zpočátku bylo náročné dodržet geo - metrickou přesnost bednění prvních dilatačních částí stěn vymezujících rybí přechod. Stěna byla určena přímkou přecházející do oblouku. Problémy dělaly boční přítoky, které svou proměnlivou intenzitou ohrožovaly připravené bednění s výztuží. V polovině září 2017 byla stavba po přívalových deštích zcela zaplavena a po opadnutí a odčerpání vody se musely všechny plochy zbavit naplaveného kalu. V letních měsících se zase nad betonovanými konstrukcemi budovaly stínicí clony proti zahřívání betonu intenzivním slunečním žárem. V říjnu 2017 po dokončení obkladu pravé poloviny přelivné hrany žulovými bloky byla štětová stěna přemístěna, tok řeky byl převeden do pravé poloviny na dokončenou polovinu přelivu a rybí přechod. Práce se pak přesunuly na levou polovinu toku. Zemní práce i betonáže pokračovaly v zimních měsících i přes občasnou nepřízeň počasí. Na jaře následovaly dokončovací práce jako ukládání balvanitého dna za vývarem, obklady horní části stěn žulovými kotvenými bloky, betonování přístupového schodiště, zpevňování břehů dlažbou do betonu v nadjezí i v podjezí a ostatní terénní a dokončovací práce. V červnu 2018 byla stavba předána objednateli a tím i veřejnosti. Stavba získala 1. místo v soutěži Vodohospodářská stavba roku 2018 v kategorii staveb sloužících k umělému vzdouvání, zadržování a usměrňování povrchových vod, ochraně před škodlivými účinky vod a úpravě vodních poměrů s náklady na vybudování do 50 milionů Kč. (obr. 3) Rekonstrukce a sanace jezu v Ostravě-Vítkovicích Jez v Ostravě-Vítkovicích na řece Ostravici byl vybudován zkraje 40. let 20. století a poslední rekonstrukcí prošel na počátku tohoto tisíciletí. Má dvě jezová pole, byl postaven a dodnes primárně slouží k zajištění odběru surové vody pro průmyslové účely oceláren. Z důvodu poddolování území byl založen na minimálně možnou půdorysnou dispozici v podstatě bez rozdělení na více dilatačních celků. Abraze plaveným štěrkem při povodňových průtocích, povětrnostní podmínky i karbonatace poznamenaly betonové konstrukce stěn i pilířů. Přelivná plocha pod stavitelnými ocelovými klapkami i vývar už neodpovídaly svým tvarem současným technologickým možnostem a požadavkům. (obr. 4) Stavba byla členěna na několik objektů: sanace nábřežních stěn, sanace břehových pilířů a středového pilíře, oprava střední dělicí stěny vývaru, rekonstrukce přelivné plochy a vývaru, oprava opevnění podjezí a břehů. Dle harmonogramu byla provedena rekonstrukce pravé části jezu v roce 2017 a levé části v roce Opravovaná polovina jezu byla před vodou chráněna sypanými hrázemi v nadjezí i v podjezí, prosakující voda byla nepřetržitě odčerpávána hned v blízkosti hrází. 4 Sanace nábřežních zdí Nábřežní stěny vysoké 5 až 11 m byly skalní frézou zbaveny poškozeného povrchu do hloubky 150 mm (obr. 6). Jejich konstrukce byla z prostého betonu a při frézování tedy nebyl problém s výztuží. Místy byl však beton narušen do větší hloubky, ať už vlivem eroze, nebo nekvalitním provedením, a tento poškozený beton se musel odstranit také. Vznikly tak lokální kapsy hluboké až 600 mm od původního povrchu. Kvalita povrchu po odfrézování se zkoušela odtrhovou metodou, při zkoušce muselo být dosaženo alespoň 1,5 MPa. V původních stěnách se také nacházely spáry na celou tloušťku konstrukce, které patrně vznikly při původní betonáži jako pracovní spáry. Ty byly v nové vrstvě přiznané. Na stěny byly přikotveny ocelové vyztužující rohože. V místech, kde byl nesoudržný beton odstraněn do větších hloubek, byla kapsa předem vyplněna vrstvou stříkaného betonu včetně vložené výztuže tak, aby následná vrstva byla celistvá a stejně silná. Před nanášením vrstvy stříkaného betonu byl povrch betonu dočištěn vysokotlakým vodním paprskem o tlaku bar a byl udržován vlhký. Beton pro stříkání se dovážel namíchaný bez vody a nanášel se suchou cestou v tloušťce cca 120 mm bez použití urychlovače. Následující den, po omytí povrchu vodou o tlaku 300 bar, byla na tuto vrstvu nanesena finální vrstva vysokopevnost- 1 Stav Staroměstského jezu před rekonstrukcí 2 Rybí přechod před dosypáním říčním štěrkem a zaplavením vodou 3 Staroměstský jez po rekonstrukci 4 Původní stav jezu v Ostravě-Vítkovicích 5 Výkres tvaru přelivové plochy a vývaru 1 Staroměstský weir before reconstruction 2 Fish ladder before filling in with river gravel and flooding 3 Staroměstský weir after reconstruction 4 Original state of the weir in Ostrava-Vítkovice 5 Drawing of the spillway and stilling basin 5 3 / technologie konstrukce sanace Beton 19

22 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction ní sanační malty PCI Nanocret R4 SM v tloušťce 30 mm a byla upravena do konečné podoby. Z důvodu dobré přídržnosti a současných objemových změn byl kladen důraz na nanesení do 24 h po první vrstvě. Hotové povrchy pak byly několik dní nepřetržitě skrápěny vodou. Sanace břehových pilířů a středového pilíře Povrchy těchto konstrukcí byly již v minulosti sanovány tenkou vrstvou malty, která byla částečně odpadlá nebo popraskaná. Pilíře jsou v horní části duté a nejsou tedy tak masivní, aby se dala použít skalní fréza, proto odbourání nekvalitních povrchů probíhalo ručně. Následovalo dočištění tryskáním vodou o tlaku bar. Na připravený vlhký povrch byla nanesena pouze sanační malta a stříkaný beton byl použit jen v případě větších vrstev. Úprava střední dělicí stěny vývaru Dělicí stěna vývaru o tloušťce mm byla skalní frézou zbavena povrchové vrstvy do hloubky cca 150 mm. Také zde bylo možno vysledovat dřívější postupy betonáže vodorovné pracovní spáry byly značně nekvalitní, byla zde patrna každá dávka betonu, a proto se musel málo soudržný beton místně odstraňovat do větší hloubky. Na stěnu byly také přikotveny výztužné rohože. Doplnění povrchové vrstvy tady probíhalo dobetonováním do jednostranného bednění, po výšce děleným na dvě etapy. Na závěr byl horní povrch stěn opatřen vrstvou betonu na svoji celou šířku. Rekonstrukce přelivné plochy Přelivná plocha má plynule zakřivený tvar (Smetanova křivka) a dopadá na ni proudící voda ze stavitelných klapek. Původní konstrukce byla odbourána skalní frézou pod úroveň 400 mm od nového stavu. Frézování komplikovaly výztužné pruty umístěné nepravidelně u dna vývaru a ocelové profily umístěné jako vodítka, podle kterých byl srovnáván původní beton. Odfrézovaným povrchem místy prosakovala voda a před betonáží bylo třeba tato místa zainjektovat. Injektáže probíhaly i opakovaně, voda si obvykle našla jinou cestu. Výztuž přelivné plochy musela respektovat požadovaný zakřivený tvar i krycí vrstvu betonu a byla kotvena do původního betonu na chemickou maltu systémem Hilti HY-200-A-R. (obr. 7) Speciální bednění přelivné plochy bylo vyrobeno na míru bylo třeba dodržet přesný tvar o různých poloměrech, ten nejmenší byl 2,75 m. Bednění bylo negativní, po výšce bylo děleno na čtyři postupně prováděné části a proti vztlaku bylo kotveno skalními kotvami do původního betonu. V nejnižší úrovni, kde konstrukce přecházela do vodorovné desky, musely být do bednění vyřezány otvory pro plnění, hutnění a odvzdušnění. Po naplnění betonem byly otvory zaslepeny. Pozornost byla věnována pracovním spárám, těsnění bednicích dílců mezi sebou i k navazujícím konstrukcím 6 Skalní fréza odstraňuje povrchovou vrstvu betonu 7 Částečně odfrézovaná přelivná plocha 8 Betonáž nejnižší úrovně přelivné plochy 9 Dokončené betonové konstrukce jezu 10 Vítkovický jez po uvedení do provozu Rock cutter removing the surface layer of concrete 7 Partly removed surface from the spillway 8 Concreting the lowest part of the spillway 9 Completed concrete structure of the weir 10 Vítkovice weir after putting into operation on 14 December Beton technologie konstrukce sanace 3 /

23 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction 10 a deformacím bednění v průběhu betonáže. Hutnění betonu bylo prováděno ponornými vibrátory v kombinaci s vibrátorem příložným, aby se zvýšila kvalita povrchu betonu, neboť případné povrchové kaverny by mohly být zdrojem většího poškození kavitací. Nejvyšší část přelivné plochy, která už přechází zase do roviny, byla tvarována ručním hlazením. Přes značnou obtížnost a komplikovanou přístupnost při ukládání betonu se na odbedněném povrchu vytvořilo jen jedno větší hnízdo, které bylo po dohodě investora a zhotovitele hned sanováno. Problémy, které se řešily při výstavbě první poloviny jezu v roce 2017, byly už ve druhé etapě známy a práce tedy pokračovaly vyšší rychlostí. Na přelivnou plochu navazuje rovné dno a šikmý práh vývaru (obr. 8 a 9). Jejich provedení bylo značně jednodušší, i když prosakující voda z podloží dělala problémy i tady. Oprava opevnění podjezí a břehů V podjezí byly na hrubý podkladní štěrk uloženy kameny o rozměrech cca 1,2 m, které byly následně ze 2/3 zality betonem. Mezi nimi by se tok vody za jezem měl uklidnit. Břehy a okolí jezu byly zpevněny dlažbou z částečně původních kamenů doplněných kameny novými. Pro jejich uložení se používal nekonstrukční beton. Beton navržený přímo pro tuto stavbu Požadavky na vlastnosti betonu pro tuto stavbu byly náročné. Beton měl mít vysokou odolnost proti abrazi nejen povrchu, ale i v případě odprýsknutí povrchové vrstvy i v jádru konstrukce, ke kterému by mohlo dojít při povodni, kdy přes jez mohou padat i velké balvany. Pro návrh byly připraveny i průkazní zkoušky receptury. Použitý beton C35/45 - XF3, XM2 - - D max 22 - Cl 0,2 - S4 s cementem CEM II/A - S 42,5N Mokrá obsahoval kromě jinak běžně používaných složek i mikrosiliku Elkem 940 U - S a vlákna BeneSteel 55. Tlakové pevnosti byly po 28 d okolo 54 MPa a po 90 d byly 60 MPa. Vlákna při ukládání do šikmých částí konstrukce dělala mnohdy problémy. Byla zadržována v místech s hustou výztuží a beton se musel ukládat tak, aby jeho cesta přes výztuž byla co nejkratší. Za zmínku stojí srovnání vzorků neplánovaně získaných dlouhým vývrtem ze středového pilíře přes starý i nový beton. Tlaková pevnost původního betonu byla 41,3 MPa, nového 55,4 MPa, tedy o 32 % vyšší, a na vzorku nového betonu byl úbytek hmotnosti obrusem o 27,2 % menší než na vzorku betonu původního. Dlouholetý provoz jistě potvrdí vysokou kvalitu nejen materiálu, ale i celého provedeného díla. (obr. 10) Objednatel Povodí Odry, s. p. Projektant Sweco Hydroprojekt, a. s. Zhotovitel Metrostav, a. s., divize 6 Dodavatel bednění Peri, spol. s r. o. Závěr V článku jsou uvedeny dvě stavby na tocích povodí Odry. Vodních staveb, které mají zadržet vodu v krajině nebo bez úhony zvládnout případné povodně, se však již postavilo mnoho a další se chystají. Dlouho očekávaná je také stavba přehrady Nové Heřminovy, která by měla zabránit opakování povodní na řece Opavě, hlavně ve městě Krnově. Fotografie: archiv autorů Ing. Jiří Šafrata, Ph.D. Betotech, s. r. o. pracoviště Ostrava jiri.safrata@betotech.cz Ing. Leoš Kessler Povodí Odry, s. p. závod Frýdek-Místek leos.kessler@pod.cz Ing. Petr Magnusek Povodí Odry, s. p. závod Frýdek-Místek petr.magnusek@pod.cz 3 / technologie konstrukce sanace Beton 21

24 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction Rekonstrukce sklepa chemické úpravny vody ii v teplárně trmice 2. etapa Reconstruction of the basement of the chemical water treatment tank ii in the steam generation plant trmice 2nd phase Libor Šácha Článek popisuje opravu betonových konstrukcí sklepa chemické úpravny vody II v Teplárně Trmice. Kvůli nízkým pevnostem v tlaku betonu stávajících konstrukcí bylo provedeno statické posouzení, na jehož základě byly navrženy konkrétní technologie opravy pro jednotlivé části betonových konstrukcí. Výrazným faktorem komplikujícím provádění prací byla vysoká teplota prostředí způsobená technologickým zařízením a rozvody tepla uvnitř sklepa. The paper describes repair of concrete structures of the chemical water treatment tank II (CHÚV) basement at the steam generation plant Trmice. Due to the low compressive strength of the existing concrete structures, static assessment was performed. Based on this assessment, specific repair technologies have been proposed for the individual parts of the concrete structures. High ambient temperature caused by the equipment and the heat piping inside the CHÚV basement was a significant factor complicating the execution of the works. Koncepce řešení opravy chemické úpravny vody (CHÚV) II v Teplárně Trmice, která byla uvedena do provozu se spuštěním kotle K5 v prosinci 1974, spočívala v návrhu zvýšení únosnosti železobetonových prvků sklepa tak, aby byla splněna především podmínka bezpečnosti konstrukce. Stav většiny nosných prvků byl již natolik závažný, že byl sanační zásah prakticky neodkladný. Práce byly prováděny za plného provozu všech zařízení uvnitř sklepa, což bylo potřeba také zohlednit již ve fázi přípravy celé opravy. POPIS STAVU PŘED PROVEDENÍM OPRAVY Provedený stavebně technický průzkum prokázal závažné materiálové vady některých nosných prvků. Jednalo se zejména o nízké pevnosti stávajícího betonu (zjištěná zaručená třída pevnosti betonu v tlaku byla pouze C8/10), nízkou soudržnost betonu, značnou karbonataci a s tím související velmi silnou korozi výztužných prvků. Stavebně technickým průzkumem bylo dále zjištěno, že vrstva vyztuženého stříkaného betonu, kterou byly nosné prvky někdy v minulosti sanovány, je téměř v 70 % plochy oddělena od původního podkladu, a proto bylo navrženo její odstranění v celém rozsahu. Vzhledem k celkovému stavu konstrukce byla nutná spolupráce se statikem, s kterým byly konzultovány postupy a technologie navrhované pro statické zajištění a zesilování jednotlivých nosných prvků. POPIS OPRAVY Před zahájením prací na opravách konstrukcí bylo nutné provést odvětrání celého prostoru sklepa a zajistit ochranu technologických zařízení před poškozením. Odvětrání celého prostoru sklepa (odvod a přívod vzduchu) muselo být vyřešeno nejen kvůli emisi prachu vzniklého v souvislosti s odstraňováním poškozeného betonu, ale také kvůli značně vysoké teplotě prostředí, ve kterém jsou umístěna technologická zařízení související s výrobou a distribucí tepla (teplota v místnosti někdy převyšuje i 40 C). Pro účinné odvětrání prostoru byly použity tři elektrické ventilátory s výkonem cca m 3 /h a čtyři ventilátory s výkonem cca m 3 /h. Pro odvod a přívod vzduchu z exteriéru bylo navrženo flexi potrubí Ø 400 mm. V průběhu provádění se i toto opatření ukázalo jako nedostatečné a v oblasti 1 a 2 muselo být dočasně vybouráno jedno pole stropní desky, tak aby bylo zajištěno větrání prostoru sklepa i přirozenou cestou s využitím komínového tahu. Z praktického hlediska byla vybrána pole s největším rozsahem poškození, jejichž nahrazení novou stropní deskou bylo efektivnější než jejich oprava Beton technologie konstrukce sanace 3 /

25 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction Pro zabezpečení technologických zařízení před poškozením během opravy bylo potřeba použít různé typy ochrany. Horké části, tzn. potrubí parovodu a horké vody, byly chráněny obalením minerální vlnou a překrytím hliníkovou fólií. Tímto opatřením bylo eliminováno jednak poškození potrubí a jednak riziko popálení pracovníků, kteří prováděli sanační práce. Studené rozvody byly chráněny pomocí obalení vícegramážní geotextilií a překrytím PE fólií nebo pevnou ochranou (z prken, podlážek apod.) v místech, kde byly bourací práce většího rozsahu, odbourané kusy byly tedy větší a těžší, a mohly by tak při pádu technologická zařízení poškodit. Aby bylo možné provést opravu i těch konstrukcí, do kterých byly kotveny nosné prvky parovodního potrubí, byla pro toto potrubí navržena dočasná ocelová podpěrná konstrukce. Po plné aktivaci podpěrné konstrukce bylo potrubí uvolněno z původního zakotvení. Opravovaná část prostoru sklepa byla rozdělena na čtyři oblasti (obr. 3). Práce byly realizovány postupně, a to od oblasti 1 k oblasti 4. 4a 4b 3 1 Průvlak stav před opravou 2 Detail korozí napadené výztuže 3 Vyznačení oblastí 1 až 4 4 Sloup: a) doplněná výztuž, b) po opravě 1 Beam before repair 2 Corrosion of steel reinforcement detail 3 Marked areas Column: a) added reinforcement, b) after repair Sloupy Práce byly zahájeny stavbou lešení a odstraňováním původní vrstvy nesoudržného torkretu. Vzhledem k poměrně husté síti produktovodů, kabelových lávek a ostatních zařízení teplárny nebylo možné pro zřízení přístupu k opravovaným konstrukcím použít lehké systémové lešení. Složitý byl i návrh a konstrukce lešení trubkového, které bylo pro přístupy použito. Při odstraňování nesoudržné vrstvy původního torkretu a degradovaného betonu ze sloupů bylo nutné svislou výztuž, která byla na většině plochy zcela odkryta, dočasně staticky zajistit proti vybočení opásáním výztuží Ø 20 mm. Po vysokotlakém dočištění betonu a očištění výztuže byla výztuž doplněna dle statického návrhu. Nově navržená výztuž byla buď kotvena k výztuži stávající, nebo k trnům vlepeným na chemickou kotvu. Pro doplnění průřezu sloupu byl použit beton třídy C25/30 s maximálním zrnem kameniva 8 mm, který byl do systémového bednění dopravován a ukládán pomocí pístového čerpadla. Pouze ve dvou případech nebylo možné použít technologii doplnění průřezu sloupu klasickou betonáží, a to z důvodu umístění technologických rozvodů teplárny přímo na prvku, resp. v jeho těsné blízkosti. Tyto rozvody nebylo možné dočasně demontovat, přeložit ani jinak zajistit, a tak byly tyto prvky reprofilovány ručně sanačními maltami. Průvlaky a trámy U průvlaků a trámů byly původně zvažovány tři metody jejich opravy. Bylo to použití stříkaného betonu, obednění prvků a doplnění průřezů klasickou betonáží, nebo reprofilace ručním způsobem. Po odstranění původních sanačních vrstev, degradovaného betonu a zkorodované výztuže z prvků a posouzení výsledného stavu konstrukcí po dočištění byla zvolena metoda opravy pomocí klasické betonáže. V této fázi rozhodování byla posouzena i stropní deska v místě polí s tím výsledkem, že v těchto místech bylo potřeba zesílit její tloušťku doplněním betonu pod stropní desku stávající. Bednění průvlaků a trámů bylo prováděno z překližkových desek tloušťky 22 mm. Boky průvlaků a trá- 3 / technologie konstrukce sanace Beton 23

26 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction 5 6 mů byly obedněny pouze do cca 2/3 výšky prvku, aby bylo možné zbývajícím nezabedněným prostorem provést betonáž. Byl použit beton třídy C25/30 s maximálním zrnem kameniva 8 mm. Zbytek průřezu průvlaků a trámů byl dobedněn a betonován až spolu se stropní deskou. Beton byl stejně jako u sloupů dopravován pomocí pístového čerpadla. V některých průvlacích a trámech byly lokalizovány trhliny, které bylo nutné ještě před zakrytím prvků bedněním zainjektovat nízkoviskózní injektážní pryskyřicí. Výjimkou z výše uvedeného postupu opravy byly pouze průvlaky v oblasti 4, u nichž byla provedena pouze injektáž trhlin a poté reprofilace ručně aplikovanými sanačními maltami. Stropní deska oblasti mezi průvlaky a trámy Pro statické zajištění stropní desky v oblastech mezi průvlaky a trámy bylo navrženo její zesílení a dovyztužení pomocí svařovaných kari sítí ve dvou vrstvách. Typy svařovaných sítí se v jednotlivých oblastech lišily dle statického návrhu. Svařované sítě byly po očištění stávající konstrukce stropní desky kotveny k jejímu spodnímu líci na vlepené trny. Trny byly vlepovány v rastru mm pomocí chemických kotev. Distance mezi vrstvami kari sítí zajišťovaly ocelové distanční prvky. Způsob a postup, jak dostat beton do prostoru pod spodním lícem stávající stropní desky, musel být vyřešen ještě před zahájením sanačních prací na průvlacích a trámech, neboť od něj byl přímo odvislý i návrh konstrukce bednění jak průvlaků a trámů, tak i stropní desky. Pro ukládku betonu byly ještě před instalací výztuže z kari sítí zřízeny otvory (Ø 80 až 120 mm) ve stávající stropní desce. Tyto otvory byly vytvořeny z prostoru nad skle- 5 Schéma dovyztužení průvlaku oblast 1 6 Pohled na bednění průvlaku 7 Pohled na rastr otvorů pro ukládku betonu stropní desky 8 Podpěrná skruž stropní desky 9 Stav před opravou 10 Stav před dokončením nátěrového systému 5 Cross-section of the beam with added reinforcement area 1 6 Beam formwork 7 View of holes grid for laying concrete to the ceiling slab 8 Supporting formwork of the ceiling slab 9 Before repair 10 Before finishing the coating system Beton technologie konstrukce sanace 3 /

27 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction 9 10 pem CHÚV II pomocí jádrových vrtů v rastru cca 1,2 1,2 m. Dále byly provedeny vrty v problematických oblastech (např. kouty, styk strop/ průvlak/trám apod.). Teprve po takto provedené přípravě mohl být strop opatřen bedněním. Bednění stropní desky bylo zhotoveno tak, aby navazovalo na ponechané bednění boků průvlaků a trámů a byly tak vytvořeny podmínky jak pro betonáž desky, tak pro dobetonování zbytků průřezů jednotlivých průvlaků a trámů. Konstrukce vodorovného bednění byla zhotovena vložením bednicích desek na horní líce svislého bednění trámových prvků. Bednění bylo následně v těchto místech sepnuto a teprve poté byla pod bednicími deskami vytvořena skruž, provedena její rektifikace a fixace. Byl použit beton třídy C25/30 s maximálním zrnem kameniva 8 mm a vyšší tekutostí (konzistence S5). Betonáž probíhala postupným plněním bednění stropu skrz vrty, a to tím způsobem, že plnění betonu jedním vrtem bylo ukončeno až tehdy, kdy již nebylo možné tímto vrtem žádný beton protlačit a kdy beton již z větší části vyplňoval prostor pod vedlejšími vrty. Beton byl dopravován pomocí pístového čerpadla. Stávající prostupy, kotevní prvky atd. byly ponechány a zabetonovány. Pouze v případech, kde bylo možné kotevní prvky demontovat, bylo kotvení těchto prvků nahrazeno (průvlakovými kotvami, chemickými kotvami apod.). Stávající kotevní prvky, které zasahovaly do umístění nové výztuže (nebylo možné jí uložit tak, jak uváděla PD), byly vyřezány. Skladby podlah v místnostech nad sklepním prostorem, které byly poškozeny prováděním jádrových vrtů a pracemi spojenými s opravou stropní desky, byly ve větší míře nahrazeny skladbami novými, příp. byly skladby doplněny pouze lokálně. Sanace konstrukcí, které nebylo nutné staticky zesilovat Po dokončení statického zajištění strop ní konstrukce a demontáži bednění byla provedena finalizace povrchu aplikací difuzně otevřeného sjednocujícího nátěrového systému a bylo demontováno trubkové prostorové lešení. Závěrem zbývalo dokončit opravu svislých konstrukcí, které nebylo nutné staticky zesilovat. Pro opravu byly navrženy standardní sanační postupy, při kterých byl povrch řádně očištěn od degradovaných a jinak poškozených částí betonu, byla očištěna a ošetřena výztuž a byly aplikovány reprofilační malty určené pro ruční aplikaci. Finální úpravu povrchu tvořil opět difuzně otevřený sjednocující nátěrový systém. ZÁVĚR Realizace opravy beze zbytku splnila cíl, pro který byla oprava navržena, tzn. byla zajištěna stabilita a bezpečnost stropní konstrukce sklepních prostor CHÚV II. Provedená oprava betonových konstrukcí navíc zvýšila uživatelský komfort celého sklepního prostoru a významným způsobem prodloužila životnost betonových konstrukcí. Fotografie: archiv společnosti Betvar Ing. Libor Šácha Betvar, a. s. sacha.libor@betvar.cz Firemní prezentace 3 / technologie konstrukce sanace Beton 25

28 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction Návrh sanácie vo všeobecnosti a na príklade Renovation design in general and example Jana Briatková Olšová, Peter Briatka Sanáciám a diagnostike železobetónových konštrukcií sme sa už venovali viackrát. V tomto článku však zovšeobecníme isté metodologické postupy / procesné kroky tak, ako sa nám osvedčili v praxi od posúdení až k návrhom a kontrole sanácií vád a porúch stavieb alebo ich častí. V druhej časti stručne popíšeme jeden z tohtoročných návrhov sanácie podlahy podzemných garáží bytového domu. We have already paid attention to renovation and diagnostics of reinforced concrete structures. This article generalizes certain methodological procedures / procedure steps in the way they have proved themselves in practice starting from the assessment methodology to design and check-up of the renovation failures and structure or their parts failures. In the second part we will briefly describe one of the renovation of underground garages of an apartment house realized in this year. Ak odhliadneme od pasportizácií tak, ako ich odporúčame vykonávať, t. j. pred prácami, ktorými by sa mohli zmeniť/zhoršiť vlastnosti alebo stav blízkych konštrukcií, drvivá väčšina prieskumov a pasportizácií stavu alebo poškodenia sa rieši až ex post. Spravidla sa im venuje pozornosť až vtedy, keď sa identifikovala (viac či menej dôležitá) závada a začínajú sa diskusie o závažnosti poškodenia a príčine jeho zavinení, o nutnosti, rozsahu a spôsobe zásahu a tiež o tom, či má byť zásahom oprava alebo výmena. Ľudia zo stavebnej výroby tento scenár určite dobre poznajú. V tomto článku sa nebudeme venovať vyjednávaniu, spracovávaniu posudkov, kontraposudkov a rozhodcovských posudkov. Pristúpme k technickej podstate veci k riešeniu problému, ktorý už na stavbe/ konštrukcii vznikol, a to tak, aby dielo dosiahlo obvyklé alebo zmluvne dohodnuté parametre funkčných vlastností. Odhliadnuc od záverov posudkov, ktoré sa prakticky vždy píšu tak, aby aspoň naznačili technickú príčinu a (rôznymi slovnými spojeniami alebo pomôckami v textácii) čo najjednoznačnejšie poukázali na vinníka, príp. mieru zavinenia, pre potreby správnej sanácie potrebujeme objektívne poznať mechanizmus poškodenia a príčinné súvislosti. Nakoniec, od lekára tiež očakávam, že zistí, čo nám je (vykoná diagnostiku), a určí najefektívnejší spôsob liečby. Ak sme chorí, je neskoro riešiť, či sme sa mali teplejšie obliecť, alebo polemizovať s ním nad hypotetickými otázkami, či by sme prechladli, keby nás niekto upozornil, aby sme sa teplejšie obliekli. Riešme preto vzniknutú situáciu aj v tomto článku vecne! Všeobecný postup pri sanácii Pre úspešnú sanáciu je dôležité zohľadniť tieto aspekty / metodické kroky: rozsah poškodenia / pasportizácia slúži na stanovenie množstva materiálu, odhad nákladov a návrh časového plánovania. Zobrazenie vo výkrese konštrukcie (aj s prípadnou chronológiou rozvoja) môže navyše pomôcť pri určení mechanizmu vzniku (obr. 4), mechanizmus vzniku (progres) a charakter poškodenia Je pozorovaný stav výsledkom jednorazovej udalosti/javu, alebo je súčasťou prebiehajúceho procesu? Ak zistíme progres, pre úspešnosť sanácie ho budeme musieť zohľadniť, singularita príčiny Je mechanizmus a príčina poškodenia len jedna, alebo ich je viacero? K zodpovedaniu tejto otázky si musíme všímať aj plošné rozmiestnenie poškodení v súvislosti s expozíciou prostrediu a zaťaženiu a zohľadniť pritom aj samotný priebeh realizácie. Napomôcť môže aj to, či je rozsah poškodenia všade rovnaký (obr. 5), určenie cieľa Čo sanačným zásahom sledujeme? Chceme odstrániť zistený stav, alebo len dôsledky? Vhodným príkladom sú zvyčajne sanačné omietky. Tie bez iných zásahov neriešia problém vlhkých stien. Riešia estetickú časť Beton technologie konstrukce sanace 3 /

29 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction Preto, ak sa máme vysporiadať so sanáciou nejakého stavu, ktorý nezaznamenáva progres, musíme sa ešte rozhodnúť, či chceme odstrániť príčinu, alebo len estetický nedostatok. Zatekanie do strechy a následne do interiéru sa dá riešiť opravou strechy, ale ak k tomu nie je vôľa a porucha hydroizolácie sa prejavuje len lokálnymi estetickými defektami, riešením pre klienta môže byť aj zber a odvod vlhkosti v interiéri, okrajové podmienky sanácie ich identifikácia a priradenie váhy. Takmer vždy sa musíme vysporiadať s nejakými okrajovými podmienkami sanácie. Niekedy je konštrukcia odovzdaná a je v prevádzke, inokedy ešte len čaká na odovzdanie. Ovplyvňuje najmä váhu okrajových podmienok/kritérií, ktoré musí sanácia zohľadňovať, resp. spĺňať, napr.: m čas/trvanie, m cenu, m životnosť, m vzhľad/jednotnosť, m zaťaženie, variantné riešenia výber hmôt a technológie tak, aby kritériá podľa predchádzajúceho bodu boli čo najviac splnené. Z materiálových charakteristík, aplikačných hrúbok a podmienok prostredia v predpokladanej dobe realizácie sa dôslednou selekciou, rešpektujúc všetky konštrukčné zásady a odporúčania výrobcov týchto hmôt (alebo výrobkov), identifikujú spravidla dve až tri varianty, ktoré vždy odporúčame overiť, overenie pokusmi v laboratóriu (kontrolované prostredie) alebo pria mo na stavbe (reálna expozícia). Rozsah overenia závisí aj od významnosti konštrukcie a nákladov na prípadný pokus a omyl. Pokiaľ je to aspoň trochu možné, odporúčame najskôr laboratórne overenie (aj keď improvizovanými skúškami) a až následnú aplikáciu na stavbe alebo na skúšobnom polygóne stavby (obr. 6), zmluvné podmienky a garancie sú citlivou témou. Je zrejmé, že zákazník/užívateľ konštrukcie bude očakávať stopercentnú garanciu. Z pohľadu reálnej praxe, akonáhle je konštrukcia opravovaná, riziko ďalších chýb rastie. Môžu sa vyskytnúť v pôvodnej hmote, v novej hmote alebo na rozhraní. Ani v prípade dodržania všetkej odbornej starostlivosti pri primeraných nákladoch na sanáciu nie je možné ich výskyt úplne eliminovať. Samozrejme primerané náklady na opravu steny rodinného domu budú iné než náklady na opravu stien bloku reaktora alebo bazéna jadrovej elektrárne, 1 Sieťový rozpad asfaltovej vozovky (ilustračný obrázok) 2 Delaminácia pancierovej podlahy (ilustračný obrázok) 3 Korózia oplechovania balkónov a terás s PES povrchovou úpravou (ilustračný obrázok) 4 FWD Kuab zariadenie pre určenie tuhosti vozoviek 5 Kontrola tuhosti použitého spojiva 6 Predsanačný výber mechanickej úpravy improvizovaného povrchu a kontrola aplikačných podmienok (teploty) 7 Kontrola prídržnosti sanovanej vrstvy podlahy 1 Network disintegration of the asphalt road (illustrational picture) 2 Delamination of an armour floor (illustrational picture) 3 Corrosion of tinsmith elements of balconies and terraces with PES finish (illustrational picture) 4 FWD Kuab device for determining road stiffness 5 Checking the stiffness of the binder used 6 Prerenovation selection of mechanical treatment of improvised surface and control of application conditions (temperature) 7 Checking the adhesion of the rehabilitated floor layer aplikačná fáza nasleduje po prezentovaní výsledkov, výbere vhodného variantu sanácie a hlavne po dohode zmluvných strán na očakávaných výsledkoch sanačných prác, monitorovanie stavu posledná a najdlhšia fáza sanácie. Slúži samozrejme na včasnú reklamáciu, ale i na spätnú väzbu pre tých, ktorí sanáciu navrhovali. Z praktických aplikácií a expozícií reálnemu prostrediu je možné získať cenné informácie pre návrhy ďalších sanácií v budúcnosti. (obr. 7) 3 / technologie konstrukce sanace Beton 27

30 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction 8a 8 a) Podzemné garáže určené na sanáciu, b) trhlina v podlahe garáží 9 a) Meranie deformácií (pohybov) dosiek podlahy, b) podrobnosti merania 10 Príklad injektovania podlahy 8 a) Underground garages intended for rehabilitation, b) crack in the garage floor 9 a) Measuring of the deformation (movement) of floor slabs, b) details of the measurement 10 Example of injecting the floor 8b Príklad návrhu sanácie Zjednodušene (bez odvolávok na popísané metodické kroky) popíšeme jeden z návrhov sanácie, ktorý sme robili v ostatnom čase. Dostali sme sa ku spracovaniu variantných riešení. Problematická bola podlaha garáží bytového domu (vek cca osem rokov), a to v hneď troch podzemných podlažiach (obr. 8a). Chyby a vady podlahy sa prejavovali trhlinami a skrútením dosiek (kontrakčných celkov) podlahy. Trhliny už boli v minulosti sanované. Ich rozvoj od sanácie v minulosti bol prakticky zanedbateľný. Celkový prírastok dĺžky sa určil na cca 20 m so strednou šírkou trhliny cca 0,1 mm (obr. 8b). Skrútené hrany kontrakčných celkov predstavovali závažnejší problém vyvolávajúci akustický diskomfort. Pri prejazde motorovým vozidlom ponad škáru o seba dosky navzájom búchali a hluk sa aj cez akustické mosty (nosnú konštrukciu) distribuoval aj do vzdialených bytov. Pohyby vyvolávajúce údery/hluk v kontrakčných škárach nezaznamenávali žiaden progres. Ich príčina sa identifikovala (obr. 9a a 9b) ako kombinácia: použitia oddeleného poteru na stlačiteľnej akustickej izolácii, zámeny projektovanej polymérnej rozptýlenej výstuže za oceľové rozptýlené vlákna, nedostatočnej hĺbky rezania kontrakčných škár. Primárnym cieľom sanácie bude eliminovať hluk z garáží generovaný pri prejazdoch cez kontrakčné celky. Ako najjednoduchšie riešenie (empiricky) sa určilo obmedzenie a dodržiavanie maximálnej povolenej rýchlosti v garážach na 5 km/h. Zo skúseností však vieme, že dodržiavanie tohto obmedzenia prakticky nie je možné zabezpečiť. Preto sme museli navrhnúť variantné riešenia sanácie podlahy. Vychádzali sme pri tom z viacerých obmedzení. Pochopiteľne prvým býva obmedzený rozpočet a ďalším obmedzením je trvalé užívanie/prevádzka garáží a minimalizovanie trvania výluk. Po zohľadnení výsledkov merania deformácií pri zaťažení okrajov dosiek 9a 9b 28 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

31 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction prejazdom motorovým vozidlom sme navrhli tri ideové variantné riešenia sanácie: rozšírenie kontrakčných škár na celú hrúbku podlahy. Z výsledkov merania deformácie vyplynulo, že deformácia na jednotlivých hranách kontrakčnej škáry je rôzna podľa smeru pohybu zaťaženia a tiež, že zaťaženie v určitej vzdialenosti od okraja spôsobuje zdvíhanie susednej dosky. Hlavným a jednoduchým spôsobom, akým zamedziť prenosu deformácií a generovaniu hluku, je úplné oddelenie kontrakčných celkov rezom dvomi kotúčmi (súhrnnej šírky minimálne 8 mm) na celú hrúbku vláknobetónovej dosky. Následne bude potrebné škáru vyplniť technológiou horúcej alebo studenej zálievky, injektovanie spočívajúce v zmonolitnení dosiek v mieste kontrakčnej škáry, vo zväčšení roznášacej plochy v kontakte s vrstvou stlačiteľnej akustickej izolácie, ako aj v obmedzení deformácií skrútených dosiek. Miernou nevýhodou je zvýraznenie skrútenia a možné nedodržanie požiadaviek na miestnu rovinnosť podláh (obr. 10), zošívanie kontrakčných celkov kolmo na kontrakčnú škáru spočívajúce vo vyrezaní kanálikov do hĺbky minimálne 40 až 50 mm kolmo na kontrak čnú škáru. S ohľadom na deformácie dosiek odporúčame dĺžku rezov cca 150 mm na obe strany od škáry. Vzájomná vzdialenosť rezov by mala byť 150 až 200 mm. Do kanálikov sa umiestnia spony a zalejú sa vyplňujúcou hmotou podľa zvoleného systému. Záver Všetky variantné riešenia majú predpoklad odstrániť vadu podlahy garáží. Navrhli sa s ohľadom na prevládajúce zaťaženia, charakter prevádzky a s dôrazom na hospodárnosť. Po výbere jedného z variantných riešení odporúčame overiť konkrétne stavebné výrobky, ich kombináciu a ich vhodnosť pre danú konštrukciu na skúšobnom úseku/poli, rovnako ako aj spracovať technologický predpis realizácie spolu s kontrolným a skúšobným plánom. Upozorňujeme, že niekedy aj sanácie overené len v laboratórnych podmienkach, obzvlášť v prípade tvrdošijného trvania jednej strany na konkrétnom spôsobe opravy, resp. na iracionálnych podmienkach/vlastnostiach, môže viesť ku nefunkčnosti alebo len k čiastočnej funkčnosti sanácie. Fotografie: archív autorov Ing. Jana Briatková Olšová Bria Invenia, s. r. o. olsova@briainvenia.sk Dr. Peter Briatka, MBA COLAS Slovakia briatka.p@gmail.com 10 Firemní prezentace 3 / technologie konstrukce sanace Beton 29

32 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction Pavilon A na výstavišti v Lounech opět září Pavilion A at the louny fairground has lit up again 1 Ondřej Tuček Po téměř osmdesáti letech od uvedení do provozu byl na výstavišti v Lounech veřejnosti opět otevřen Pavilon A, při jehož úpravě autoři obnovili a posílili původní kvalitu budovy. Při provádění prací architekty i stavaře překvapil vyhovující stav železobetonové konstrukce, která v podstatě nevyžadovala dodatečné úpravy a je tak důkazem vysoké preciznosti původního provedení, a také naprostý soulad mezi archivními výkresy a realitou. After almost eighty years of commissioning, Pavilion A was reopened at the fairground in Louny and the original quality of the building was renewed and improved. In carrying out the work, the architects and builders were surprised by the satisfactory condition of the reinforced concrete structure, which in fact did not require additional treatment and was thus proof of the high precision of the original design, as well as the absolute coherence between the original drawings and the reality. V roce 1931 byl v rámci nově založeného lounského výstaviště postaven skromně nazvaný Pavilon A, jehož slavnostního uvedení do provozu se účastnil i prezident T. G. Masaryk. Autory této stavby byli lounský inženýr Oldřich Polák a pražský inženýr a stavitel betonových konstrukcí Karel Skorkovský, který mimo jiné postavil i pražský Veletržní palác a palác Adria nebo Libeňský most. V případě Pavilonu A jde o kompozici tří hmot řazených za sebe přízemní otevřenou vstupní arkádu, tvořenou sloupořadím o devíti čtvercových polích, dále dvojpodlažní vstupní travé s vestibulem, schodištěm a zázemím a nakonec hlavní víceúčelový sál přes dvě podlaží na půdorysu protáhlé podkovy s ochozem. Celá stavba je založena na soklu vyvýšeném o 1,2 m nad úroveň okolního parku, což ji doposud vždy ochránilo před rozvodněnou Ohří, v jejímž meandru výstaviště leží. Tento sokl navíc umožnil vytvořit před hlavním průčelím velkorysou vstupní terasu. V průběhu let prošel pavilon dílčími stavebními úpravami horní část foyer byla příčkami rozdělena na kanceláře, velkorysé okno v hlavním průčelí bylo zazděno a k zadní apsidě sálu byla při- 2a 2b 3a 3b 4 30 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

33 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction 5c 5a 5b 5d 6a 6b stavěna trafostanice. V roce 1996 byl pavilon prohlášen za kulturní památku, avšak v posledních letech fungoval pro svůj původní účel spíše příležitostně, převážně sloužil jako sklad a zázemí pro správu výstaviště a byl tak trochu zapomenut. Hlavní cíl rekonstrukce V rámci celkové obnovy výstaviště město Louny rozhodlo také o rekonstrukci Pavilonu A. Zadáním byla jeho celková modernizace, výměna dožilých povrchů a instalací, instalace výtahu, zajištění lepších akustických parametrů pro pořádání společenských a kulturních akcí a především zřízení kavárny s trvalým provozem. Principem návrhu bylo zejména obnovení a posílení původních kvalit budovy, proto byly odstraněny všechny nepůvodní dostavby a konstrukce. Namísto nich bylo obnoveno původní panoramatické okno, které je součástí nově zřízené kavárny a umožňuje přístup na terasu nad vstupní arkádou, byl instalován nový výtah a kompletně přebudována dispozice zázemí pro návštěvníky v přízemí i pro hosty kavárny v patře. Veškeré vnitřní i vnější povrchy byly obnoveny a všechny výplně otvorů byly vyměněny za repliky původních. Na část stropů byly namontovány podhledové desky pro zlepšení doby dozvuku, ze stejného důvodu byla celá zadní stěna sálu obložena akustickou sendvičovou předstěnou s dřevěnými latěmi. Vnitřní instalace byly kompletně vyměněny. Kavárna v patře je novým srdcem domu, z její terasy se hostům nabízí výhled do okolního parku. Pro kulturní a společenské akce je vybaven i hlavní sál, pro který byly na míru vyrobeny prvky mobiliáře jako šatní a cateringové pulty a také pojízdné paravány pro příležitostné členění prostoru a zároveň pro instalaci výstav. 1 Hlavní pavilon na výstavišti v Lounech po rekonstrukci 2 a) V roce 1931 proběhla na výstavišti v Lounech první výstava, b) akce se zúčastnil i tehdejší československý prezident T. G. Masaryk 3 Původní výkresová dokumentace: a) situace, b) železobetonové základy 4 Bednění železobetonového skeletu 5 a) Půdorys 1. NP, b) půdorys 2. NP, c) podélný řez, d) příčný řez 6 En face Pavilonu A: a) před, b) po rekonstrukci 1 Main pavilion at the fairground in Louny after reconstruction 2 a) In 1931, first exhibition was held at the Louny fairground, b) President T. G. Masaryk at the first exhibition in Louny 3 Original drawings: a) situation, b) reinforced concrete foundations 4 Formworking of the reinforced concrete skeleton 5 a) Layout of the 1st above-ground floor, b) layout of the 2nd above-ground floor, c) longitudinal section, d) cross-section 6 Pavilion A from en-face: a) before, b) after reconstructruction 3 / technologie konstrukce sanace Beton 31

34 sanace a rekonstrukce rehabilitation and reconstruction 7a Investor Město Louny Autor rekonstrukce Ondřej Tuček Spolupráce Jana Kusbachová Lounská stavební, a. s., Generální dodavatel Ing. Jiří Maier Projekt rekonstrukce 2016 až 2017 Realizace říjen 2017 až červen b 7 a) Půlkulatý hlavní sál ze severního pohledu včetně přistavené konstrukce nefunkční trafostanice (před rekonstrukcí), b) rozsvícený hlavní sál, ve kterém byla znovu obnovena okna na úrovni 1. NP (po rekonstrukci) 8 Interiér hlavní sál: a) před, b) po rekonstrukci 7 a) Half-circle main hall from the north, incl. the added building of the inoperable electrical substation (before reconstruction), b) lit main hall with restorated windows on the 1st above-ground floor (after reconstruction) 8 Interior main hall: a) before, b) after reconstruction Velký důraz byl v návrhu kladen na nový systém umělého osvětlení. Sál je proto vybaven systémem kulových svítidel dvou velikostí, rozdělených do pěti samostatně ovládaných okruhů, s funkcí stmívání. Obě venkovní terasy jsou osazeny zemními svítidly, dotvářejícími atmosféru po setmění. Pár slov o konstrukci Budova je unikátním příkladem inženýrského umu a elegance první republiky. Zcela využívá podstatných vlastností monolitického železobetonu umožňujících štíhlost prvků, vzdušnost a otevřenost konstrukce a její velkorysé rozpony (hlavní loď má rozpětí 9,4 m). V průběhu rekonstrukce byly odstraněny vnější omítky i skladba střechy a betonová konstrukce byla odhalena. Nejevila sebemenší známky poruch, jako jsou např. trhliny nebo degradace povrchu. Z důvodu prověření únosnosti byly stropy na základě archivních výkresů tvaru a výztuže posouzeny výpočty a byla konstatována jejich vyhovující kapacita bez nutnosti dodatečných úprav. Překvapením byla vysoká přesnost provedení i naprostý soulad mezi archivními výkresy a realitou. Významnější sanaci tak nakonec vyžadovalo pouze podlahové souvrství v přízemí, po jehož odhalení se ukázala řada historických oprav propadů, způsobených zřejmě podemíláním spodní vodou při povodních, a dřevomorkou napadené dřevěné podkladní polštáře podlahy. Proto byla z vyztužené mazaniny a s vyrovnávací vrstvou jemného podlahového betonu Cemix, který zakryl nově provedenou hydroizolaci, vytvořena zcela nová roznášecí deska. Závěr Zkušenost s touto rekonstrukcí byla zajímavá především v možnosti odhalení krásy staré betonové konstrukce, která je v tomto případě hlavním architektonickým prvkem budovy a přitom zároveň bytostně inženýrským dílem. Fotografie: 1, 6b, 7b, 8b ViktorTuček (Photon), 2, 3, 4 archiv města Louny, 6a, 7a, 8a Ondřej Tuček Ing. arch. Ondřej Tuček architekt ondra.tucek@gmail.com 8a 8b 32 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

35 AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS OBNOVA KATEDRÁLY NOTRE-DAME Při požáru v pondělí 15. dubna kompletně shořela střecha, věž nad křížením centrální a příčné lodě a také část klenby katedrály Notre-Dame. Na obnovu této pamětihodnosti se už za necelé dva dny od vypuknutí požáru ve sbírkách shromáždily stamiliony eur, avšak o konečné podobě rekonstruované části se jistě bude ještě divoce debatovat. Dva dny po požáru premiér Édouard Philippe oznámil, že rekonstrukce bude vycházet z mezinárodní architektonické soutěže, a naznačil také to, že by nová věž nemusela být věrnou kopií té staré. Konkurz nám umožní rozhodnout, zda je potřeba věž rekonstruovat v identické podobě, nebo bude třeba katedrálu opatřit novou věží přizpůsobenou technikám a výzvám naší doby, citovala Philippea televize BFM TV. Proti rozhodnutí premiéra se ohradil Jean-Marie Henriquet, jehož prapradědeček architekt Eugène Viollet-le-Duc špičatou věž, tzv. sanktusník, v letech 1859 až 1860 navrhl a na střechu katedrály také postavil. Bylo by to podle něj jako amputovat katedrále část, která jí náleží, a dodal, že podle něj věž umocňovala eleganci katedrály a stala se již její integrální součástí. Podobného názoru je i francouzský Senát, který na konci května odsouhlasil návrh, aby byla katedrála restaurována do poslední vizuální podoby. Bez ohledu na konečné rozhodnutí francouzské vlády však tato výjimečná událost a příležitost podnítila mnoho architektonických ateliérů a designérů z celého světa k vytvoření vlastních návrhů rekonstrukce požárem poškozených částí. Některé z nich bychom Vám díky architektonickému webu Dezeen rádi představili Zdroj: ČTK, StavbaWEB, Dezeen Mathieu Lehanneur NAB Vizum ateliér 1 Francouzský designér Mathieu Lehanneur se nechal inspirovat samotným požárem, který podle svých slov zmrazil, aby připomínka této události mohla přetrvávat po staletí. 2 Mnoho architektů a designérů navrhlo novou střechu Notre Dame jako prosklenou zahradu či skleník. Ze všech uvádíme příspěvek pařížského studia NAB, jehož zakladatel Nicolas Abdelkader řekl, že by katedrálu rád přestavěl, aby budoucím generacím zanechal zprávu o otázkách, které řešíme v dnešní době. Ve skleníku by podle tohoto návrhu mohly být květináče vyrobené ze spálených zbytků střechy a v prostoru věže by byly na několika patrech umístěny úly. 3 Bratislavský ateliér Vizum umístil na střechu vysokou subtilní věž, která bude vyzařovat paprsek světla přímo na oblohu. Jak autoři přiznali: V gotických dobách se stavitelé snažili dotknout nebe. Viollet-le-Duc si to vyzkoušel i v 19. století a přiblížil se. Nyní se to však opravdu může stát. MIES VAN DER ROHE AWARD 2019 Cenu Evropské unie pro současnou architekturu Mies van der Rohe Award 2019 získala transformace 530 bytových jednotek Grand Parc Bordeaux, za níž stojí ateliery Lacaton & Vassal architectes, Frédéric Druot Architecture and Christophe Hutin Architecture. Jednalo se o inovativní rekonstrukci tří velkých bytových domů. Porota ocenila, že se při rekonstrukci domů z poválečného období s využitím minimálních prostředků (každá jednotka stála eur (bez DPH) a nedošlo ke zvýšení nájmu nájemníkům, kteří se navíc ani nemuseli během stavebních prací přestěhovat ze svých bytů) podařilo dosáhnout maximálního možného efektu. Namísto demolice a stavby objektů nových v tomto případě klient pochopil a podpořil výhody transformace budov stávajících. V dnešní době, kdy je hlavním požadavkem na nové sociální byty redukce obytné plochy, si architekti v tomto případě dokonce dovolili užitnou plochu bytů pomocí obytných lodžií naopak zvětšit. Grand Parc Bordeaux je ukázkou kultivovaného způsobu práce s materiálem a prostorem, určeným pro důstojné bydlení lidí. Cenu pro začínající architekty získalo toulouské studio BAST za školní jídelnu v Montbrun-Bocage. Oba oceněné projekty byly vybrány z 383 prací z 38 evropských zemí a jejich volbou porota vyzdvihla přednosti a potřebu řešit kolektivní bydlení a architekturu příměstských částí. Fotografie: Philippe Ruault Zdroj: tisková zpráva EUmiesaward19 3 / technologie konstrukce sanace Beton 33

36 Spektrum Spectrum 1 KONVERZE PRŮMYSLOVÉHO BROWNFIELDU V DÁNSKÉM MĚSTĚ ROSKILDE CONVERSION OF THE INDUSTRIAL BROWNFIELD IN THE CITY OF ROSKILDE IN DENMARK V únoru tohoto roku byly dánské škole Roskilde Festival Højskole předány do užívání jedinečné prostory, jež vznikly přestavbou bývalé tovární haly. Školu, která je včetně nově vybudovaného studentského bydlení součástí areálu ROCKmagneten (zóny, jejíž cílem je vytvořit inspirativní kulturní centrum pro mládež), navrhl v bývalém průmyslovém areálu Roskilde nizozemský architektonický ateliér MVRDV ve spolupráci s dánským ateliérem COBE. In February this year, the Roskilde Festival Højskole got an unique space to use; this space emerged from a former factory hall. The school, and the newly built student housing that accompanies it, are the final pieces of the ROCKmagneten masterplan (the idea was to create a zone of inspirational cultural centre for youth), was designed by Dutch architectural atelier MVRDV and a Danish architectural atelier COBE. Škola Roskilde Festival Højskole je úzce spjata se světoznámým hudebním festivalem Roskilde, který každý rok dočasně promění toto malé městečko na okraji Kodaně ve čtvrté nejlidnatější město v Dánsku. Tato instituce je příkladem dánského systému lidových středních škol, jejichž cílem je neformální vzdělávání dospělých v rámci celoživotního vzdělávání. Celý systém je založen na myšlenkách dánského intelektuála N. F. S. Grundtviga, který věřil, že by školy měly vzdělávat své studenty tak, aby byli aktivními účastníky společnosti. Kurzy na Roskilde Festival Højskole trvají 4 až 10 měsíců, přičemž studenti i učitelé žijí po celou tu dobu ve škole společně, aby dosáhli úplného ponoření do svého vzdělávání. Roskilde Festival Højskole je první školou tohoto typu vybudovanou za posledních 50 let v Dánsku a jejím hlavním cílem je šířit myšlenky festivalu Roskilde prostřednictvím kurzů hudby, médií, managementu, politologie, umění, architektury a designu. Areál zahrnuje školu, sídlící v jedné z průmyslových hal bývalé betonárny, dva nové bloky, určené ke studentskému bydlení, budovu pro zaměstnance školy a adaptabilní část, vytvořenou z pásu přepravních kontejnerů, které budou sloužit měnícím se potřebám inovativních start-upů, přičemž většina z nich se bude týkat hudby a kultury mládeže. Všechny nově dokončené budovy zároveň doplní rytmus, energii a charisma sousedního muzea Ragnarock s fasádou ze zlaceného hliníku, které bylo dokončeno v roce Svůj úžas nad projektem neskrývá ani Dan Stubbergaard, architekt a zakladatel architektonického ateliéru COBE, je ohromující, že na stejném místě, kde se před dvaceti lety vyráběl beton, mohou nyní potomci některých dělníků navštěvovat novou kreativní školu. Náš návrh, stejně jako škola samotná, byl inspirován duchem Roskilde festivalu. Jde o hudbu, umění, ale především o svobodu, říká Jacob van Rijs, ředitel a spoluzakladatel architektonického ateliéru MVRDV, a dodává festival Roskilde kombinuje neformálním způsobem příjemnou zábavu a inovativní nápady a to jsme se pokusili zachytit i při navrhování interiéru. Samotná škola je umístěna v jednom z bývalých objektů betonárny. Z původní konstrukce zůstaly zachovány sloupy a střecha, zatímco stěny a interiér byly navrženy a zhotoveny 2 34 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

37 S pektrum S pectrum 3a N Situation plan H H AFFALD TOILET PERS. FORRUM SKÆRM TOIL. KØKKEN ARKIV GRØNT KØKKENET PRINT ADMIN OMKLÆD. PERS. SKAKT FAGLOKALE HOVED - JOURNALISTIK RENG. / DEPOT PRODUKTIONSKØKKEN G LÆRERVÆRELSE SKAKT KØL 5GR. G INFORMATIONSSKÆRM ADMINISTRATION 6000 LIFT 6000 KØL 2GR. FORRUM LIFT BRO BALKON TOILLETTER FRYS F SPISESAL (180/200 pers.) F FÆLLESOMRÅDE HOVED LOUNGE BRO HC. TOIL. OPVASK LAGER FOYER Ovenlys HOVEDINDGANG TOIL. ELEVER HC. TOIL. MOBIL PODIUM BRO E E PRINT BRO Ovenlys FAGLOKALE HOVED - LEDELSE MIXERRUM PORT FOREDRAGSSAL (MED PLINT) 150 PERS. TAVLERUM D D FAGLOKALE HÅND - VÆRKSTED SL 01 "SCENE"/ LOUNGE BIBLIOTEK MOBIL PODIUM VOKALIST ØVERUM TRAPPE/TRIBUNE BOGREOL INVENTAR DEPOT VÆRKSTED FAGLOKALE KROP - MUSIK FORRUM PODIUM BAR TAVLESKAB C C DEPOT STOLE PORT FORRUM BRO DEPOT DANS FAGLOKALE HOVED - KOMMUNIKATION BALKON PEJSEOMRÅDE B B Ovenlys TEKNIK / VENTILATIONSRUM FÆLLESOMRÅDE HÅND FAGLOKALE HÅND - ARKITEKTUR OG RUM FAGLOKALE KROP - KROP, BEVÆGELSE, DRAMA og DANS Pejs Skorsten FAGLOKALE HÅND - KUNST / ATELIER A SPEJLVÆG A N N Ground floor plan 1st floor plan 3b 3c /2019 Firemní prezentace "SCENE"/ LOUNGE FAGLOKALE HOVED - LEDELSE VOKALIST ØVERUM FAGLOKALE KROP - MUSIK etage FAGLOKALE HÅND - VÆRKSTED 00 - Stueetage LOUNGE FOREDRAGSSAL (MED PLINT) 150 PERS. Cross section CC 1 : 100 3d výzkum vývoj výroba obchod poradenství pro sanace betonových konstrukcí UK eksist. bjælker PROFESIONÁLNÍ ŘEŠENÍ V hale bývalé betonárny dnes sídlí Roskilde Festival Højskole 2 Koncepce návrhu: původní hala zachovaná část konstrukce zrekonstruovaná fasáda vložené boxy určené pro výuku 3 a) Situace, b) půdorys 1. NP, c) půdorys 2. NP, d) řez napříč hlavní chodbou 1 Roskilde Festival Højskole resides in a former concrete factory 2 Concept diagram: existing hall maintaining existing structure reconstructing facades to its original look adding boxes with new programs 3 a) Situation plan, b) layout of the 1st above-ground floor, c) layout of the 2nd above-ground floor, d) section t e c h n o l o g i e k o n s t r u k c e s a n a c e B eton Redrock Construction s.r.o. Újezd 40/450, Michnuv palác Praha 1, Malá Strana Telefon: Fax: info@redrock-cz.com 35

38 Spektrum Spectrum a 7b 7c 36 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

39 Spektrum Spectrum 8 Investor Architektonické řešení Projekt Bygningsfonden Roskilde Festival Højskole MVRDV + COBE Norconsult Dodavatel Scandi Byg Realizace 2011 až Tribuna s dřevěnými schodišťovými stupni funguje jako společné srdce školy 5 Centrální prostor má původní světlou výšku 8 m 6 Každý box má svou specifickou barvu 7 a), b), c) Interiér boxů určených pro výuku 8 Roskilde Festival Højskole svítí barvami i večer 9 Dva bloky určené k ubytování studentů jsou na každém patře spojeny vnějším ocelovým můstkem 4 Wooden tribune acts as the communal heart of the school 5 Central space is open with 8-metres high headroom 6 Each box has its specific colour 7 a), b), c) Interior of the boxes for tutoring 8 Roskilde Festival Højskole shines with colours also in the evening 9 Two blocks of student housing are connected on each level by an external steel walkway nově. Hlavní idea nového návrhu je založena na konceptu box-in-a-box : barevné boxy (kontejnery) jsou rozmístěny v hale, která tvoří jejich ulitu. Šestnáct boxů je nepravidelně uspořádáno na sebe a tvoří dvoupodlažní ochoz kolem centrální chodby, v níž je zachována původní osmimetrová světlá výška a která funguje jako společné srdce školy. Pro mě jako bývalého studenta bylo mimořádným úkolem přeměnit původní betonárnu na lidovou střední školu, která bude formovat současnou i budoucí generaci studentů, přiznává Dan Stubbergaard, otevřením budovy a vložením nových boxů do staré konstrukce se prostor oživí. Nefunkční průmyslová budova se touto konverzí stala rušným centrem kreativity a komunity. Jednotlivé boxy, včetně největšího sálu pro 150 lidí pojmenovaného Orange Stage podle hlavního jeviště festivalu, slouží různým funkcím najdeme zde hudební studio, dílnu a učebny tance, umění a architektury, přičemž jsou tyto funkce uspořádány do tří zón: některé se věnují stavu mysli, jiné jsou zaměřeny na práci s tělem, zatímco třetí zóna hostí aktivity rukodělné. Charakter místa doplňují jednoduchou, průmyslovou estetikou dva bloky studentského bydlení. Jsou konstruovány z dřevěných modulů opláštěných kovem, což evokuje vzhled přepravních kontejnerů. Oba bloky jsou v každém patře spojeny vnějším ocelovým spojovacím můstkem. Lidová škola Roskilde Festival Højskole a její kampus dovršily přestavbu areálu ROCKMagnetenu o rozloze m 2, zóny, která má vytvořit inspirativní kulturní centrum pro mládež v Dánsku. Jeho venkovní prostor se stal důležitým neformálním místem setkávání mladých lidí, zejména na přelomu června a července během každoročního osmidenního festivalu Roskilde. 9 Roskilde Festival Højskole je výsledkem dlouhodobého a úspěšného partnerství mezi architektonickými ateliéry MVRDV a COBE, které spolupracovaly nejen na návrhu a realizaci samotné školy, ale také studentského bydlení a celého areálu ROCKMagnetenu. Photographs: 1, 5, 7a, 7b, 7c Rasmus Hjortshøj COAST, 4, 6, 8, 9 Ossip van Duivenbode Acknowledgement: MVRDV Redakce děkuje Ing. Karolině Jandové za spolupráci při přípravě článku. Připravily Lucie Šimečková a Barbora Sedlářová, redakce 3 / technologie konstrukce sanace Beton 37

40 materiály a technologie materials and technology Vystužený penobetón materiál pre nové aplikácie v staviteľstve Reinforced foam concrete material for new applications in the building industry Martin Decký, Marián Drusa, Jozef Vlček, Walter Scherfel, Bronislav Sedlář, Michal Moravec Penobetón v súčasnosti získava na atraktívnosti pri rôznych druhoch stavieb vďaka aplikácii nových aditív a vylepšenej technológii. Hlavnou výhodou penového betónu v súčasnosti je vysoká variabilita požadovaných vlastností, ktoré však musia byť vyvážené pre 1a 1b 1c špecifickú aplikáciu. Penobetón môže mať objemovú hmotnosť od 300 do 1600 kg.m -3, pevnosť v tlaku od 0,4 do 12 MPa, modul pružnosti od do MPa a koeficient tepelnej vodivosti od 0,06 do 0,75 W.m -1.K -1 v suchom stave. Vďaka týmto vlastnostiam je možné penobetón použiť na stavbu základových dosiek pasívnych a nízkoenergetických domov, ako podkladové vrstvy priemyselných podláh, spevnených plôch alebo ako výplňový materiál namiesto zásypu výkopov apod. Jeho vlastnosti je možné zlepšiť pomocou vystužovania. Ako vystuženie sa používajú napr. geosyntetické materiály geosiete, geomreže, geotextílie alebo tyčové profily a siete z rôzneho materiálu. S ohľadom na nepriaznivé vlastnosti oceľovej výstuže (náchylnosť na koróziu, vodivosť, magnetizmus) bola pre vystuženie penobetónu zvolená kompozitná čadičová sieť, ktorá umožňuje zlepšiť mechanické vlastnosti vrstvy z penobetónu ako je pevnosť v tlaku a ťahu a tuhosť celej vrstvy. V tomto článku sú prezentované aplikačné možnosti penobetónu a prednosti alternatívnych možností jeho vystužovania. Foam concrete (FC) has been currently gaining attractiveness in various types of construction thanks to application of new additives and improved technology. Nowadays, the main advantage of foam concrete is in high variability of required properties, however, these must be balanced for a specific application and its interaction. The produced foam concrete can have bulk density from 300 to 1600 kg.m -3, compressive strength from 0.4 to 12 MPa, modulus of elasticity from to MPa and thermal conductivity coefficient from 0,06 to 0,75 W m -1 K-1. Thanks to these properties, FC can be used for the construction of foundation slabs of passive and low energy houses, such as subgrade of industrial floors, reinforced surfaces or as filling material instead of excavation backfill. Its properties can be improved by reinforcing. Geosynthetic materials such as geonets, geogrids, geotextiles or bars and nets of different materials are used as a reinforcement. Considering the unfavourable properties of steel reinforcement (e.g. corrosion, conductivity, magnetism) composite basalt reinforcing mesh was selected. This type of mesh allows improving the mechanical properties of a foam concrete layer such as compressive and tensile strength and overall stiffness. In this article, application possibilities of foam concrete and advantages of its alternative reinforcement are presented. Úspešná spolupráca medzi akademickým a súkromným sektorom prináša nové možnosti využitia progresívnych a multifunkčných materiálov, medzi ktoré bezpochyby patrí aj penový betón. Cieľom výskumných aktivít tímu Žilinskej univerzity v spolupráci so spoločnosťou iwtech a Orlimex CZ bolo overiť používanie penobetónu rôznych objemových hmotností ako podkladovej vrstvy pre priemyselné podlahy, základové konštrukcie alebo spevnené plochy. Použitie tohto materiálu prináša investorom výhody z hľadiska úspor nákladov, zlepšenia homogénnosti podkladových vrstiev a zvýšenie trvanlivosti spolu s priaznivými tepelnoizolačnými vlastnosťami. Skúmanie vlastností penobetónu závisí na jeho konkrétnom využití. Pri konštrukciách vyššie uvedených je dôležitý odhad niektorých mechanických charakteristík, akými sú tlaková pevnosť, pevnosť v ťahu pri ohybe a modul pružnosti. Vzhľadom na zaťažovací mechanizmus takejto vrstvy zhotovenej v horizontálnej polohe a zaťažovanej vertikálne môže byť pevnosť pri ohybe limitným faktorom. V tejto chvíli vstupuje do návrhu vrstvy z penobetónu vystuženie, ktoré umožňuje zlepšenie parametrov vrstvy penobetónu alebo zníženie jej hrúbky. Penobetón Penobetón je druh ľahkého betónu, ktorý môžeme definovať ako cementový materiál obsahujúci minimálne 20 % technickej peny. Objemová hmotnosť penobetónu v suchom stave môže byť od 300 do kg.m -3. Napriek tomu, že v betónovej zmesi tvoria funkciu plniva vzduchové bublinky, technológia jeho výroby umožňuje vyrábať penobetón na betonárni a na stavbu ho doviezť obvyklým autodomiešavačom. Na jeho čerpanie je možné použiť obvyklé čerpadlá. Pre výrobu penobetónu sa používajú tieto komponenty: cement, voda, technická pena, prísady a prímesi. Môže obsahovať aj piesok, ale pre vytvorenie veľmi ľahkej zmesi sa odporúča piesok vynechať. Pena je vytvorená pomocou penotvorného činid- 38 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

41 materiály a technologie materials and technology 1 a) Technická pena ako základná zložka penobetónu, b) dávkovanie technickej peny do bubna autodomiešavača, c) vylievanie penobetónu na plochu (zdroj: [9]) 2 Výstužné prvky použité v penobetóne pri testovaní: a) Geofiltex, b) Armatex, c) Combigrid, d) Orlitech sieť (zdroj: [2]) 1 a) Technical foam as a basic component of the foam concrete, b) dosing of the technical foam into the drum of the mixer, c) pouring of the foam concrete (source: [9]) 2 Reinforcing elements used in the foam concrete during the testing: a) Geofiltex, b) Armatex, c) Combigrid, d) Orlitech mesh (source: [2]) 2a 2b 2c 2d la zmiešaného s vodou a vzduchom z generátora. Penotvorné činidlo musí byť schopné vytvárať vzduchové bubliny, ktoré majú vysokú úroveň stability a odolnosti voči fyzikálnym a chemickým procesom miešania, čerpania, kladenia a tvrdnutia zmesi. Vzniknutá suspenzia sa v bubne autodomiešavača počas jazdy na stavbu zmieša s technickou penou. (obr. 1) Medzi hlavné výhody penobetónov pri realizácii stavieb patria: jednoduchosť a rýchlosť pokládky v súvislosti s rýchlosťou zabudovania do konštrukcie dopravnej stavby je možné produkovať a rea lizovať pokládku o rozsahu 400 až 600 m 3 za deň, čím sa výrazne zníži doba výstavby a dôjde k úspore nákladov, jednoduché vyrovnanie nerovností podkladu bez hutnenia použitím čiastočne samonivelačného penobetónu sa dosiahne to, že je podklad hornej dosky priemyselnej podlahy tvorený homogénnou vrstvou eliminujúcou lokálne imperfekcie podložia pri súčasnom znížení nárokov na hodnotu E def2 na povrchu podložia, podkladová vrstva penobetónu znižuje celkovú hrúbku konštrukcie, čo prináša zníženie objemu výkopových prác, významné zvýšenie tepelného odporu priemyselnej podlahy, dobré antivibračné vlastnosti penobetón má poréznu bunkovú štruktúru, ktorá umožňuje absorbovať kinetickú energiu, odolnosť voči biologickým vplyvom na rozdiel od niektorých synteticky ľahčených materiálov penobetón nie je po vytvrdnutí náchylný na poruchy v dôsledku prítomnosti uhľovodíkov, rozpúšťadiel, baktérií, resp. húb, šetrnosť k životnému prostrediu žiadne mimoriadne zábery plochy na stavbe, veľmi ľahká, na energie nenáročná recyklácia vrstvy penobetónu. Firemní prezentace 10. ročník mezinárodní vědecké konference FIBRE CONCRETE 2019 pořádá katedra betonových a zděných konstrukcí FSv ČVUT v Praze Téma: vláknobetony (FRC), textilní betony (TRC) a ultravysokohodnotné cementové kompozity (UHPCC) Materiálové charakteristiky Dlouhodobé chování a trvanlivost Aspekty udržitelného stavebnictví Odpadní materiály pro výrobu betonu Aplikace a realizace Pokročilé návrhové metody Termín konání: září 2019 Místo konání: Francouzský institut, Štěpánská 35, Praha 1 Registrace a elektronický formulář jsou k dispozici na stránkách konference. Odborné příspěvky budou zařazeny v databázi SCOPUS. Podrobnější informace naleznete na concrete.fsv.cvut.cz/fc / technologie konstrukce sanace Beton 39

42 materiály a technologie materials and technology Tab. 1 Porovnanie kompozitnej čadičovej a konvenčnej oceľovej výstuže Tab. 1 Comparison of composite basalt and conventional steel reinforcement Výstuž Orlitech sieť Oceľová sieťovina mm mm KA mm priemer drôtu [mm] 2, pevnosť v ťahu [MPa] až až elektrická vodivosť nevodivá vodivá tepelná vodivosť w T 0,46 56 odolnosť voči korózii veľmi vysoká nízka odolnosť v alkalickom prostredí veľmi vysoká nízka magnetická charakteristika nemagnetická magnetická Tab. 2 Materiálové charakteristiky penobetónu Poroflow IF500 Tab. 2 Features of foam concrete Poroflow IF500 Objemová hmotnosť (vysušený stav) 500 kg.m -3 Vlhkosť ustálená v prostredí štrkodrviny 0 63 mm 13 % Súčiniteľ tepelnej vodivosti λ pri ustálenej vlhkosti 13 % 0,18 W.m -1.K -1 Nasiakavosť maximálně 50 % Charakteristický modul pružnosti E MPa Poissonovo číslo ν pri 40% napätosti 0,23 Pevnosť v tlaku f ck po 28 dňoch 1,7 MPa 3 a) Použitie kompozitnej čadičovej sieťe na výstavbu cesty k Olympijskej dedine v Rusku, 2012, b) zakladanie bytového domu v ČR, 2017, c) vystuženie poteru súčasne s upevnením vykurovacích rúrok (zdroj: [8]) 4 a) Rozmery vzorky, b) zariadenie Stavebnej fakulty Žilinskej univerzity na určovanie pevnosti v ťahu pri ohybe penobetónu podľa STN EN Porovnanie pevnosti v ťahu pri ohybe pre rôzne vystuženie Poroflow IF500 6 Zaťažovacie diagramy pre penobetón Poroflow IF500 s rôznym vystužením 3 a) Using of composite basalt mesh for construction in the Olympic village in Russia, 2012, b) foundation of the residential house in the Czech Republic, 2017, c) reinforcement of screed floor cover together with fixing the heating pipes (source: [8]) 4 a) Specimen dimensions, b) equipment of Faculty of Civil Engineering of the University of Žilina for the flexural strength testing of the foam concrete in accordance with the STN EN standard 5 Comparison of the flexural strength for various reinforcing of the Poroflow IF500 6 Load-bearing diagrams for foam concrete Poroflow IF500 with different reinforcement Vystužovanie penobetónu Vystužovanie klasického betónu oceľovými prútmi je bežne používaný postup na zlepšenie prenosu ťahových síl pri zaťažení betónu. Pri penobetóne je uvažované s podobným princípom ako pri železobetóne, len oceľové prúty sú nahradené vhodne zvolenými geosyntetickými alebo inými prvkami v ťahovej oblasti (na spodnej strane) penobetónu s cieľom dosiahnutia väčšej pevnosti v ťahu pri ohybe, vyššieho ekvivalentného modulu pružnosti a zlepšenia húževnatosti. Vzhľadom na spôsob namáhania vrstiev z penobetónu boli pre výskum ako výstuž použité bežne dostupné geosyntetické materiály, doplnené čadičovou výstužnou sieťovinou Orlitech [8] položenej priamo na vrstvu geosyntetiky, t. j. bez akýchkoľvek dištančných podložiek. Pre terénne a laboratórne testovanie bol vybraný penobetón s objemovou hmotnosťou v suchom stave 500 kg.m -3 s označením Poroflow IF500. Penobetón bol pre testovanie postupne vystužený geotextíliou Geofiltex, geokompozitom Armatex, kompozitným materiálom Combigrid a výstužnú čadičovú sietí (obr. 2). Geofiltex je netkaná textília s plošnou hmotnosťou 200 g.m-2 spevnená vpichovaním. Využíva sa v pozemnom staviteľstve pri výstavbe striech a v inžinierskych stavbách pri zakladaní stavieb a pri realizácii drenáží. Medzi jej hlavné funkcie patria separačná, ochranná, filtračná a spevňovacia funkcia [2]. V prípade použitia v kombinácii s penobetónom plní funkciu vystuženia tým, že po naliatí penobetónu na geotextíliu dôjde k zatečeniu penobetónu do jej štruktúry a tým k ich úplnému spojeniu. Mieru zvýšenia pevnosti v ťahu za ohybu dokumentuje obr. 6. Armatex je geokompozit vyrobený z pletenej geomreže, z vysokopevnostného PET vlákna a netkanej geotextílie. Tento výrobok sa zväčša používa na vystužovanie asfaltových krytov vozoviek a zemných konštrukcií dopravných stavieb. Combigrid je kompozitný materiál zložený z geomreže a netkanej geotextílie. Combigrid spája rôzne vlastnosti požadované pre rôzne konštrukcie dopravných stavieb v jednom výrobku. Z tohto dôvodu je hlavná oblasť použitia pri málo únosných podložiach, kde treba dosiahnuť zlepšenie únosnosti, filtračné a separačné vlastnosti geokompozitu. V praxi sa doposiaľ uplatnil najmä na účelových pozemných komunikáciách a vo výkopoch pre potrubné vedenia. Orlitech je výstužná čadičová sieť s priemerom drôtu 3 mm a veľkosťou oka mm alebo s priemerom drôtu 2,2 mm a veľkosťou oka 50 3a 3b 3c 40 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

43 materiály a technologie materials and technology 4a 4b Pevnosť v ťahu pri ohybe [MPa] 1 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 0,36 bez vystuženia 0,52 0,45 Geofiltex 0,37 0,92 Armatex Combigrid Geofiltex+ Typ vystuženia penobetónu Orlitech Mesh Zvislá sila [N] Čas [s] bez vystuženia Geofiltex Geofiltex+Orlitech Mesh mm. Tento typ materiálu možno použiť ako náhradu za štandardné oceľové kari siete s priemerom drôtu 4 až 6 mm (tab. 1). Pri použití čadičovej siete ide o jednu z najlepších možností náhrady oceľovej rebierkovej betonárskej výstuže. Kompozitná sieť je zložená z čadičových prútov, ktoré sú umiestnené v dvoch vzájomne kolmých smeroch spojených v kontaktnom uzle špeciálnou hmotou. Čadičové kompozitné siete sa využívajú na zosilnenie betónových konštrukcií, vystuženie betónových stenových a sendvičových panelov (dosiek), zosilnenie a odľahčenie monolitov v konštrukčných prvkoch, vystuženie priemyselných podláh a spevnenie cestných a železničných svahov (obr. 3). Laboratórne testovanie vystuženého penobetónu Penobetón s objemovou hmotnosťou 500 kg.m -3 je vyvíjaný spoločnosťou iwtech v spolupráci s Cemex CZ [10] a jeho zabudovanie do inžinierskych konštrukcií je skúmané od roku 2012 v spolupráci so Stavebnou fakultou Žilinskej univerzity. V súčasnosti je označovaný komerčným názvom Poroflow IF500. V rámci predchádzajúcich výskumných aktivít boli objektivizované fyzikálne a mechanické vlastnosti tohto penobetónu, ktoré sú uvedené v tab. 2. Na použitie penobetónu do podkladovej vrstvy je nevyhnutné poznať jeho hodnoty pevnosti v ťahu pri ohybe v zmysle STN EN [4]. Podstatou skúšky je vystavenie skúšobných telies ohybovému momentu vyvolaného od zaťaženia prenášaného prostredníctvom horných a spodných podperných kovových valčekov (obr. 4). Pri skúške sa zaznamená maximálne dosiahnuté zaťaženie a následne sa vypočíta pevnosť v ťahu pri ohybe f cf [MPa] podľa vzťahu: f cf = F. l, d 1. d 2 (1) kde F je maximálne zaťaženie [MN], l rozstup medzi podpernými valčekmi [m], d 1 a d 2 rozmery priečneho rezu skúšobného telesa [m]. Pri meraní sa nastaví konštantná rýchlosť zaťažovania v rozsahu od 0,04 do 0,06 [MPa/s]. Po počiatočnom zaťažovaní, ktoré nesmie presiahnuť približne 20 % zaťažovania pri porušení, sa skúšobné teleso zaťažuje rovnomerne bez nárazov a zaťaženie sa zvyšuje plynulo konštantnou rýchlosťou ± 10 % až do dosiahnutia maximálneho zaťaženia. Na základe prezentovaných, objektívne zistených výsledkov výskumu bola potvrdená premisa, že geotextília aktívne spolupôsobí s penobetónom a zvyšuje pevnosť v ťahu pri ohybe skúšobných telies, čím priaznivo ovplyvňuje výslednú ťahovú pevnosť tohto materiálu. Takéto spolupôsobenie bolo dosiahnuté s geotextíliou, a to aj v prípade kombinácie s čadičovou sieťovinou, kde došlo k výraznému nárastu pevnosti (obr. 5). Ostatné geosyntetiky sa nejavia ako vhodné pre vystužovanie penobetónu. 3 / technologie konstrukce sanace Beton 41

44 materiály a technologie materials and technology 7a 7b Literatúra: [1] Decký, M. a kol. Cementobetónové vozovky. Žilina: Edis vydavateľstvo UNIZA, [2] Decký, M., Drusa, M., Zgútová, K., Blaško, M., Hájek, M., Scherfel, W. Foam concrete as new material in road constructions. Procedia Engineering. 2016, č ISSN [3] Drusa, M. a kol. Navrhovanie a kontrola zemných konštrukcií dopravných stavieb. Vedecká monografia. Žilina, EDIS vydavateľstvo UNIZA, s. ISBN [4] Hájek, M. Možnosti využitia penobetónu v spevnených plochách inžinierskych stavieb. Žilina, Dizertačná práca. Žilinská univerzita v Žilině, Stavebná fakulta. 119 s. [5] Hájek, M., Decký, M., Drusa, M., Orininová, L. Elasticity Modulus and Flexural Strength Assessment of Foam Concrete Layer of Poroflow. In: IOP conference series: Earth and environmental science. October 2016, Vol. 44, No. 2. ISSN [6] Ižvolt, L., Dobeš, P., Mečár, M. Contribution to the methodology of the determination of the thermal conductivity coefficients λ of materials applied in the railway subbase structure. Communications Scientific Letters of the University of Žilina. 2013, Vol. 15, pp [7] Kadela, M, Kozłowski, M. Foamed Concrete Layer as Sub- Structure of Industrial Concrete Floor. Procedia Engineering. Part of special issue: WMCAUS , Vol. 161, pp [8] Orlitech [online]. Orlitech.cz Dostupné z: [9] iwtech [online]. iwtech.sk. Dostupné z: [10] Poroflow. CEMEX CZ [online] CEMEX S.A.B. de C.V. Dostupné z: cz/penobeton-poroflow trámcov, kde môžeme identifikovať vznik trhliny a následný pokles sily. Na obr. 7 je ukážka realizácie vrst vy Poroflow IF500 s určením pre priemyselnú podlahu v skúšobnom poli Žilinskej univerzity, ktorá vy chádza z laboratórnych meraní s použitím geotextílie Geofiltex a čadičovej siete Orlitech. Záver Penobetón si aktuálne hľadá viacero možností uplatnenia v stavebnej praxi. Jeho aktuálne výrobné možnosti a vysoká variabilita parametrov ponúkajú nové možnosti, ktoré ho predurčujú pre špeciálne prípady aplikácií, ako sú napr. podkladové vrstvy priemyselných podláh, odstavných plôch alebo obslužných komunikácií. Jeho potenciál narastá, ak sa výhodne skombinuje s určitými typmi geosyntetiky (netkané geotextílie) a vystuží sa sieťovinou alebo rohožami z materiálov pevnostne podobných oceli, ale nepodliehajúcich korózii. K takýmto materiálom patria geomreže alebo sieťoviny z čadičových vlákien. Dôležité je čo najlepšie spolupôsobenie penobetónu a výstuže, tzn. penobetónu musí byť umožnené zatiecť do štruktúry výstuže. prof. Dr. Ing. Martin Decký Stavebná fakulta Žilinskej univerzity Katedra cestného staviteľstva martin.decky@fstav.uniza.sk prof. Ing. Marián Drusa, PhD. Stavebná fakulta Žilinskej univerzity Katedra geotechniky marian.drusa@fstav.uniza.sk Ing. Jozef Vlček, PhD. Stavebná fakulta Žilinskej univerzity Katedra geotechniky j.vlcek@fstav.uniza.sk Ing. Walter Scherfel iwtech, s. r. o. walter@iwtech.sk 7 a), b), c) Postup realizácie penobetónu na skúšobnom poli 7 a), b), c) Realization of the foam concrete in the experimental field 7c V prípade laboratórnych meraní kompozitného materiálu penobetónu a geosyntetiky bolo pre výpočet pevnosti v ťahu pri ohybe f cf potrebné určiť zaťažovaciu silu, pri ktorej došlo k porušeniu vzorky (t. j. vzniku trhliny). Pri vzorkách bez geosyntetiky to bola maximálna sila, na ostatných vzorkách bola do výpočtu dosadzovaná sila zodpovedajúca vytvoreniu trhliny na skúšobnom telese. Na obr. 6 je znázornený priebeh zaťažovania jednotlivých skúšobných Bc. Bronislav Sedlář CEMEX Česká republika, s. r. o. bronislav.sedlar@cemex.com Michal Moravec Orlimex CZ, s. r. o. michal.moravec@orlimex.cz Článek byl posouzen odborným lektorem. The article was reviewed. 42 Beton technologie konstrukce sanace 13 /

45 materiály a technologie materials and technology OPTIMALIZÁCIA NÁVRHU BEZPRIEVLAKOVEJ STROPNEJ DOSKY S VYUŽITÍM INOVATÍVNEHO TYPU VÝSTUŽE PARAMETRICKÁ ŠTÚDIA DESIGN OPTIMIZATION OF A FLAT SLAB WITH A NOVEL TYPE OF PUNCHING REINFORCEMENT PARAMETRIC STUDY Jakub Mečár, Petra Bujňáková, Štefan Gavura V súčasnosti existuje niekoľko typov šmykovej výstuže, ktoré umožňujú zvýšiť únosnosť dosky proti porušeniu pretlačením. V prípade dosiek vystavených extrémne veľkému zaťaženiu, kedy bežne používané spôsoby vystuženia proti pretlačeniu nie sú postačujúce, je možné použiť pri návrhu inovatívny typ výstuže. V článku sú porovnané výsledky parametrickej štúdie návrhu bezprievlakovej stropnej dosky s rôznymi typmi vystuženia proti porušeniu pretlačením (strmene, šmykové tŕne na montážnej lište a systém PSB Plus). Several types of punching shear reinforcement are available for increasing the maximum resistance against punching shear failure of flat slabs. A new type of punching reinforcement has been developed for cases, where the flat slab is exposed to extreme load and resistance of conventional type of punching shear reinforcement is not sufficient. This paper presents some of the results of a parametric study focused on design of the flat slab with using different type of punching shear reinforcement. Bezprievlakové stropné dosky sú vyhľadávaným systémom pri realizácii administratívnych, priemyselných a obytných budov. Systém pozostáva z dosiek, ktoré sú lokálne podopreté stĺpmi alebo stenami bez stropných prievlakov. V tomto detaile je nosná schopnosť dosky najčastejšie limitovaná jej odolnosťou voči porušeniu pretlačením. Doska je v mieste uloženia na stĺp väčšinou 1 zaťažená šmykovou silou a dvojosovým ohybovým momentom. Takéto kombinované namáhanie vytvára v doske stav napätosti, ktorý môže viesť k jej porušeniu ešte predtým, ako sa vyčerpá jej ohybová únosnosť. K porušeniu pretlačením dochádza vytvorením šmykovej trhliny v okolí stĺpa vo forme betónového kužeľa a následným vytrhnutím hornej ohybovej výstuže z krycej vrstvy (obr. 1). Poznatky 3 z praxe ukazujú, že takýto spôsob porušenia je mimoriadne nebezpečný najmä z dôvodu, že sa jedná o krehké porušenie, ku ktorému dochádza náhle, bez akýchkoľvek varovných signálov (plastické deformácie, trhliny). Zároveň pri zlyhaní najviac namáhaného stĺpa častokrát dochádza k prerozdeleniu zaťaženia na susedné stĺpy a následne k reťazovému zrúteniu celého podlažia. 1 Porušenie dosky pretlačením 2 Šmykové tŕne PSB 3 Doska vystužená tŕňmi 4 a), b) Konštrukčné zásady usporiadania pre PSB 1 Punching shear failure of slab 2 Shear studs PSB 3 Flat slab reinforced with studs 4 a), b) Structural principles of arrangement of PSB elements 2 4a 4b 3 / technologie konstrukce sanace Beton 43

46 materiály a technologie materials and technology ŠMYKOVÉ VÝSTUŽE PROTI PRETLAČENIU Šmyková odolnosť železobetónovej dosky bez šmykovej výstuže je zaistená zaklinením zŕn kameniva v šikmej trhline, ktorá je vo vodorovnom smere stabilizovaná vodorovnou výstužou pri hornom povrchu dosky. Po prekročení tejto odolnosti konštrukcia bez varovania zlyhá. V prípade, ak je účinok zaťaženia väčší ako šmyková odolnosť, je potrebné do tejto oblasti navrhnúť šmykovú výstuž. Šmykové výstuže v podobe strmeňov alebo oceľových tŕňov sú dnes štandardným prostriedkom pre vystužovanie železobetónových dosiek proti porušeniu pretlačením. Šmykové tŕne navarené na montážnej lište (dvojhlavové oceľové tŕne spojené montážnou lištou) sú jedným z najefektívnejších systémov na vystužovanie bezprievlakových stropných a základových dosiek proti porušeniu pretlačením (obr. 2). Montážna lišta nemá nosnú funkciu, zabezpečuje správnu vzdialenosť a rozmiestnenie tŕňov počas inštalácie. Tŕne možno do dosky osadiť buď zavesením na ohybovú výstuž (obr. 3), alebo uložením cez plastové podložky priamo do debnenia dosky. Dvojhlavové tŕne vyrobené z betonárskej výstuže sa vyrábajú v priemeroch od 10 do 25 mm. Prvky sú usporiadané radiálne okolo stĺpa, minimálna hrúbka dosky je 180 mm. Statické pôsobenie dosky vystuženej PSB tŕňmi je interpretované priehradovým modelom, kde tŕne pôsobia ako zvislé tiahla. Konštrukčné usporiadanie šmykovej výstuže dokumentuje obr. 4. Hlavnými prednosťami šmykových tŕňov na montážnej lište v porovnaní s bežnými spôsobmi vystužovania (napr. strmienky) je vyššia odolnosť dosky ako aj vyššia produktivita práce na stavbe. Podľa európskeho technického osvedčenia ETA 13/0151 (vydanej podľa Smernice Rady 89/106/EHS) [2] je maximálna odolnosť dosky vystuženej tŕňmi PSB stanovená na hodnotu: Hodnota maximálnej odolnosti dosky je približne o 40 % vyššia ako odolnosť dosky vystuženej bežnými strmienkami (k max = 1,5). Šmykové tŕne sa tak stávajú vyhľadávaným prostriedkom na vystužovanie železobetónových dosiek proti porušeniu pretlačením [4], [5]. Snaha výrobcov týchto výstuží sa preto začína orientovať na vývoj nových postupov pre vystužovanie dosiek, ktoré môžu dopĺňať šmykové tŕne, napr. dosiek vystavených extrémne veľkému zaťaženiu. NOVÝ SYSTÉM VYSTUŽENIA PROTI PORUŠENIU PRETLAČENÍM V prípade dosiek vystavených extrémne veľkému zaťaženiu, kedy odolnosť 5 dosky voči porušeniu pretlačením štandardnými šmykovými prvkami (strmene alebo tŕne) nie je postačujúca, je možné využiť nový výstužný systém PSB Plus (obr. 5), ktorý je vytvorený kombináciou zvislých PSB tŕňov a vodorovných PSH tŕňov. Zvislé tŕne sú navrhnuté a používané v zmysle technického osvedčenia ETA 13/0151 [2]. Vodorovné tŕne sú umiestnené v tvare kríža, tak aby prechádzali nad stĺpom a boli ukončené hlavou vo vzdialenosti minimálne 2d od líca stĺpa, rovnobežne so spodnou ohybovou výstužou. Prvé skúšobné telesá fragmentu dosky vystuženej výstužou PSB Plus boli navrhnuté spoločnosťou Peikko V Rd,max,ETA = 1,96 V Rd,c, (1) kde V Rd,c je odolnosť dosky bez šmykovej výstuže stanovená podľa vzťahu (2). Závisí od parametrov, ktoré zohľadňujú stupeň vystuženia ρ, pevnosť betónu v tlaku f ck a súčiniteľ vplyvu výšky k (size effect). Vzdialenosť základného kontrolného obvodu od líca podpery sa uvažuje vo vzdialenosti 2d (d je účinná výška dosky). 1 3, (2) 6 44 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

47 materiály a technologie materials and technology v roku 2014 a odskúšané v laboratóriu Stavebnej fakulty Žilinskej univerzity (obr. 6). Výsledky skúšok potvrdili, že vodorovné výstuže prispievajú ku zvýšeniu sily pri porušení dosky v porovnaní s doskou vystuženou iba zvislými šmykovými tŕňmi. Následne bol v spolupráci s École polytechnique fédérale Lausanne (EPFL) v rokoch 2015 až 2017 realizovaný rozsiahly experimentálny výskum, ktorý bol zameraný na podrobnejšiu analýzu jednotlivých parametrov systému ako priemer a potrebné množstvo vodorovných PSH tŕňov a ich pozícia vzhľadom k stĺpu (tab. 1 a 2). Na základe výsledkov výskumného programu bola následne vypracovaná ucelená metodika pre navrhovanie dosiek vystužených týmto systémom [6]. Výskumný program bol od začiatku koordinovaný s Technickým a skúšobným ústavom stavebným (TSÚS), pobočka Košice, tak aby spĺňal kritéria požadované na posúdenie tohto inovatívneho riešenia pre vystužovane dosiek na Slovensku. Technické posúdenie SK TP 18/0026 [3], ktoré vydal TSÚS v marci 2018 v rámci posúdenia podstatných parametrov výrobku, uvádza podmienky pre navrhovanie a používanie systému PSB Plus a spolu se slovenským certifikátom o nemennosti parametrov podstatných vlastností stavebného výrobku umožňuje uvedenie tohto systému na trh. 7 Tab. 1 Šmyková odolnosť pre jeden PSH tŕň Tab. 1 Punching shear resistance of a single horizontal PSH stud Priemer tŕňa PSH Ø PSH Krytie tŕňa PSH c d [mm] [mm] [kn] Návrhová hodnota šmykovej odolnosti pre jeden tŕň PSH V Rd,PLUS 25 46,5 24, ,8 Tab. 2 Maximálny priemer tŕňov PSB a PSH Tab. 2 Maximum diameter of PSB and PSH studs Účinná výška dosky d Priemer tŕňa Ø PSH.max Priemer tŕňa Ø PSB.max [mm] [mm] [mm] < 200 N/A N/A 200 až až > Tab. 3 Vstupné parametre pre numerickú analýzu Tab. 3 Input parameters for numerical analysis Hrúbka Účinná Stupeň Reakcia v stĺpe Typ vystuženia dosky výška vystuženia z dosky h d d ρ V Ed,vs* V Ed,ks* [mm] [mm] [-] [kn] [kn] M1 Strmene , M2 PSB tŕne , M3 PSB Plus , *vs vnútorný stĺp, ks krajný stĺp 5 Systém PSB Plus 6 Skúška fragmentu dosky 7 Konštrukčné zásady usporiadania PSB Plus 5 System PSB Plus 6 Test procedure of a slab fragment 7 Structural principles of arrangement of the PSB Plus system NÁVRH VÝSTUŽE Návrh výstuže PSB Plus v zmysle technického posúdenia SK TP 18/0026 [3] vychádza z metodiky návrhu tŕňov definovanej v technickom osvedčení ETA 13/0151 [2]. Maximálna odolnosť dosky vystuženej uvedeným systémom je definovaná ako: V Rd,PLUS V Rd,max,PLUS = V +, (3) Rd,max, ETA 2 kde V Rd,max,ETA je maximálna odolnosť dosky s použitím zvislých PSB tŕňov a V Rd,PLUS prírastok šmykovej odolnosti dosky vďaka vodorovným PSH tŕňom. Veľkosť prídavnej odolnosti V Rd,PLUS je závislá od priemeru vodorovného tŕňa PSH (tab. 1). Pri použití vodorovnej výstuže PSH musí byť splnená požiadavka minimálnej účinnej výšky dosky 200 mm. Maximálny priemer použitých tŕňov PSH a PSB závisí od účinnej výšky dosky d podľa tab. 2. Konštrukčné zásady usporiadania výstuže dokumentuje obr. 7. PARAMETRICKÁ ŠTÚDIA Porušenie dosky pretlačením predstavuje často jedno z rozhodujúcich posúdení pri návrhu hrúbky železobetónovej dosky v nosných konštrukciách budov. Cieľom štúdie bolo stanoviť minimálnu hrúbku dosky vzhľadom na bežne používané typy šmykových výstuží proti pretlačeniu pri dodržaní všetkých zásad návrhu bezprievlakových dosiek. V medznom stave únosnosti bola overená ohybová odolnosť dosky. Pre medzný stav používateľnosti boli overené priehyby metódou konečných prvkov s vplyvom trhlín a dotvarovania betónu. Praktické výhody riešeného systému boli preukázané parametrickou štúdiou [7] aplikovanou na konštrukcii obchodného domu. Budova bola navrhnutá ako monolitický železobetónový skelet z betónu triedy C30/37 s osovou vzdialenosťou stĺpov 9,6 9 m. Rozmery a štvorcový tvar stĺpov boli uvažované na každom podlaží s rovnakou délkou hrany 500 mm. Šmyková výstuž bola uvažovaná v podobe strmienkov, šmykových tŕňov (PSB) a systému PSB Plus. Výpočtový model M1 predstavuje bezprievlakovú stropnú dosku hrúbky 350 mm, vystuženú betonárskou výstužou Ø 20/125 mm. Šmyková výstuž proti pretlačeniu bola navrhnutá zo strmienkov Ø 12 mm z ocele B500B. Druhý výpočtový model M2 bol realizovaný pre dosku hrúbky 300 mm, vystuženú betonárskou výstužou Ø 22/110 mm. Ako šmyková výstuž proti pretlačeniu boli navrhnuté PSB tŕne Ø 16 mm z ocele B500B. Tretí výpočtový model M3 bol overený pre dosku hrúbky 270 mm. Odolnosť v pretlačení bola zabezpečená novým systémom. Doska bola vystužená betonárskou výstužou Ø 25/125 mm. Parametre vstupujúce do numerickej analýzy sú uvedené v tab. 3. Odlišné hodnoty zaťaženia v stĺpe vyplývajú z rozdielnej vlastnej tiaže dosky v jednotlivých modeloch. 3 / technologie konstrukce sanace Beton 45

48 materiály a technologie materials and technology Maximálna odolnosť dosky proti porušeniu pretlačením bola stanovená ako: V Rd,max = k max V Rd,c, (4) 8 9a 9b 10a 10b 8 Výpočtový model konštrukcie 9 Usporiadanie PSB výstuže v doske: a) vnútorný stĺp, b) krajný stĺp 10 Usporiadanie PSB Plus systému v doske: a) vnútorný stĺp, b) krajný stĺp 11 Hrúbka dosky vs. šmyková odolnos dosky 8 Computational model model of the building 9 Structural principles of arrangement of PSB studs in flat slab: a) internal column, b) edge column 10 Layout of PSB Plus system in flat slab: a) internal column, b) edge column 11 Comparison of the slab thickness and punching shear resistances kde k max je faktor závislý od typu šmykovej výstuže a V Rd,c šmyková odolnosť dosky bez šmykovej výstuže stanovenej podľa vzťahu (3). Hodnota k max = 1,5 bola použitá pre vystuženie dosky strmeňmi podľa EN [1]. Hodnota k max = 1,96 bola použitá pre PSB tŕne podľa dokumentu ETA [2]. Výsledný návrh a rozmiestnenie PSB výstuže pre riešenú stropnú dosku sa odporúča v počte 12 kusov (jeden komplexný prvok dĺžky mm zložený z kombinácie zvislé tŕňové prvky) s Ø 16 mm, dĺžky 205 mm usporiadaných radiálne okolo stĺpa. Pre krajný stĺp bolo navrhnuté riešenie v počte sedem kusov (jeden komplexný prvok dĺžky 900 mm zložený z kombinácie zvislé tŕňové prvky) s Ø 20 mm a dĺžky 205 mm (obr. 8). Príklad vystuženia s použitím systému PSB Plus dokumentuje rez na obr. 9. Pre vnútorný stĺp nosnej konštrukcie bola navrhnutá kombinácia zvislých šmykových tŕňov PSB v počte 12 kusov (jeden komplexný prvok dĺžky 600 mm zložený z kombinácie tŕňové prvky) s Ø 16 mm a dĺžky 175 mm usporiadaných radiálne okolo stĺpa. Vodorovná výstuž PSH bola navrhnutá v počte 10 kusov s Ø 25 mm a dĺžky mm. Pre krajný stĺp bola navrhnutá kombinácia výstuží nasledovne: zvislé PSB tŕne v počte sedem kusov (jeden komplexný prvok dĺžky 630 mm zložený z kombinácie tŕňové prvky) s Ø 20 mm, dĺžky 175 mm a vodorovná PSH výstuž v počte 10 kusov s Ø 25 mm a dĺžky mm (obr. 9). Takto navrhnutá výstuž pri posúdení v poslednom kontrolovanom obvode u out spĺňa podmienku spoľahlivosti proti pretlačeniu bez šmykovej výstuže. Porovnanie maximálnej šmykovej odolnosti dosky podľa typu použitej výstuže proti porušeniu pretlačením dokumentuje obr. 11. Výsledky parametrickej štúdie ukazujú, že s použitím nového systému vystuženia je pre modelovú situáciu možné zvýšiť odolnosť dosky až na 2,2V Rd,c. Z hľadiska pretvorenia doskovej konštrukcie nebol limitný priehyb l eff /250 prekročený. Takéto konštrukčné usporiadanie umožňuje znížiť hrúbku dosky v porovnaní s ostatnými výstužnými technikami (strmene, tŕne na montážnej lište), optimalizovať priestor pod 46 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

49 materiály a technologie materials and technology Strmene (EN ) minimálna hrúbka dosky h d [mm] PSB PSB PLUS (ETA ) maximálna šmyková odolnosť dosky V rd [kn] EfEktivní řešení proti protlačení monolitických desek Literatúra: [1] EN Eurocode 2: Design of concrete structures. Part 1-1: General rules and rules for buildings, [2] ETA-13/0151. PEIKKO PSB Punching Reinforcement: Double headed studs as punching reinforcement. Berlin: Deutsches Institut für Bautechnik, June [3] Technické posúdenie SK TP 18/0026. Systém šmykovej výstuže PSB PLUS. Bratislava: Technický a skúšobný ústav stavebný, n. o., Marec [4] Bujňák, J. Vystužovanie dosky proti pretlačeniu pomocou šmykových tŕňov. Stavebné materiály. Dostupné z: [5] Einpaul, J., Bujnak, J., Fernandez Ruiz, M., Muttoni, A. Study on Influence of Column Size and Slab Slenderness on Punching Strength. ACI Structural Journal. 2016, Vol. 113, pp Farmington Hills, USA. [6] Muttoni, A., Fernandez, M. Report MFIC 17-A18-R2: Design of Peikko PSB PLUS punching shear system, Lausanne, [7] Sobek, V. Návrh bodovo podopretej železobetónovej dosky. Žilina, Diplomová práca. Žilinská univerzita. stropnou doskou a znížiť tak náklady vynaložené na betonáž dosky. Zároveň toto riešenie poskytuje vyššiu odolnosť ako pri situácii, kedy je doska vystužená len PSB tŕňmi. ZÁVER Na Slovensku bola v roku 2014 vydaná národná príloha STN EN , ktorá umožňuje používanie šmykových tŕňov ako výstuže proti porušeniu pretlačením pod podmienkami, ktoré sú veľmi podobné podmienkam definovaným v ETA 13/0151 [2]. V súčasnosti prebieha aj príprava revízie normy EN [1] a je pravdepodobné, že metodika pre navrhovanie šmykových tŕňov bude zakomponovaná do tejto normy aj na celoeurópskej úrovni najneskôr do roku Vďaka rozsiahlemu výskumu spoločnosti Peikko Group s inštitútom EPFL bola vyvinutá metodika pre navrhovanie dosiek vystužených novým systémom [6]. Táto metodika bola schválená Technickým a skúšobným ústavom stavebným, n. o., Bratislava, pobočka Košice, ktorý vydal technické posúdenie SK TP 18/0026 [3] a príslušný certifikát o nemennosti parametrov umožňujúci používať tento systém vystužovania na slovenskom trhu. V súčasnosti prebieha posúdenie a certifikácia tohto nového systému vo viacerých krajinách EÚ. Parametrická štúdia v príspevku preukázala výhody nového systému vystuženia. Nová výstuž proti porušeniu pretlačením je vhodná predovšetkým pre lokálne podopreté dosky vystavené extrémnemu zaťaženiu, kedy odolnosť bežných šmykových výstuží nie je postačujúca. Prvá aplikácia nového výstužného systému v praxi práve prebieha pri výstavbe základnej školy vo Winke v Švajčiarsku. Výstuž bola použitá v miestach, kde doska nebola schopná odolávať zvislým šmykovým napätiam a bežné dvojhlavové tŕne nemali postačujúcu odolnosť. Toto riešenie umožnilo ponechať rovný podhľad bez dodatočného zosilnenia dosky nad stĺpom. Plánovaný termín dokončenia stavby je v októbri Informácie z výstavby budú obsahom ďalšieho príspevku. Ing. Jakub Mečár Peikko Slovakia, s. r. o. jakub.mecar@peikko.com Ing. Petra Bujňáková, PhD. Stavebná fakulta Žilinskej univerzity Katedra stavebných konštrukcií a mostov petra.bujnakova@fstav.uniza.sk Ing. Štefan Gavura Peikko Slovakia, s. r. o. stefan.gavura@peikko.com Článek byl posouzen odborným lektorem. The article was reviewed. Firemní prezentace peikko psb výztuž proti protlačení desek Vyšší odolnost v porovnání s trmínkovou výztuží Jednoduchá a efektivní instalace Optimalizace konstrukcní ˇ výšky stavby Schválení podle ETA-13/0151 peikko psb plus výztuž proti protlačení desek Vysoká odolnost proti protlacení ˇ Spolehlivý návrh založený na zkouškách Cenove ˇ efektivní rešení ˇ pro betonové konstrukce Typizované díly pripravené ˇ v továrneˇ psb plus systém je nový způsob vyztužení pro vyztužené bezprůvlakové stropní desky proti porušení protlačením. PSB PLUS je kombinací svislých PSB trnů s vodorovnými PSH trny / technologie konstrukce sanace Beton 47

50 Věda a výzkum SCIENCE AND RESEARCH ANALÝZA PORÚCH A TEPELNO-TECHNICKÝ VÝPOČET STIEN ŽELEZOBETÓNOVÝCH VALCOVÝCH SÍL NA cement ANALyses of failures and thermo-technical calculation of walls of reinforced concrete cylindrical cement silos Juraj Bilčík, Július Šoltész, Lýdia Matiašková Životnosť železobetónových konštrukcií vo veľkej miere závisí na degradácii základných materiálov betónu a výstuže od účinkov environmentálneho zaťaženia. V silách treba zohľadniť aj interaktívne pôsobenie fyzikálnych a chemických účinkov, výluhov, prevádzkových a atmosférických podmienok. Predmetom analýzy sú steny síl, nakoľko steny cementových síl sú vystavené aj veľkým teplotným zmenám. Overenie síl sa sústreďuje na priebeh degradácie betónu a betonárskej výstuže z hľadiska medzných stavov únosnosti, používateľnosti a trvanlivosti. Cieľom článku je poukázať na chyby pri návrhu, zhotovovaní, prevádzke a údržbe síl a komentovať výsledky stacionárneho a nestacionárneho tepelno-technického výpočtu steny sila. The service life of reinforced concrete structures depends to a great extent on degradation of the basic materials concrete and reinforcement due to environmental load effects. The interaction between physical and chemical effects, leaching, operating and atmospheric conditions must also be taken into account in evaluation of the silos. The main subject of the assessment are the silo walls, as the walls of cement silos are also exposed to large temperature changes. The silo walls are verified in terms of ultimate, serviceability and durability limit states. The aim of this paper is to highlight errors in design, construction, operation and maintenance of silos and comment on the results of stationary and non-stationary thermo- -technical calculation of the silo wall. Spoločným znakom valcovitých konštrukcií ako sú nádrže, silá, komíny a chladiace veže je veľký pomer medzi plochou vystavenou obklopujúcemu prostrediu a prierezovými rozmermi steny. Vzhľadom na charakter a využívanie týchto konštrukcií je ich spoľahlivosť (teda odolnosť, používateľnosť a trvanlivosť) ohrozená priamymi, nepriamymi a environmentálnymi zaťaženiami. Silá sú zaťažené predovšetkým vlastnou tiažou, tiažou náplne, vetrom, seizmicitou a účinkami objemových zmien. Steny síl na cement sú navyše vystavené aj veľkým prevádzkovým tepelným zmenám (šokom) pri ich plnení a vyprázdňovaní. STN 1a b Z J V S EN [1] vyžaduje pre takéto silá výpočet teplotného gradientu a zodpovedajúcich vnútorných síl a momentov. Teplotný gradient v betónovej stene sila na cement je vyvolaný rozdielom teploty medzi čerstvo uloženým cementom (90 až 110 C) a teplotou obklopujúceho prostredia. Tento teplotný gradient je síce menší ako napr. v komínoch, steny sila však na rozdiel od komínov nemajú tepelnú izoláciu. V článku sa analyzujú výsledky vyšetrovania skupiny štyroch samostatne stojacich štíhlych tenkostenných kruhových železobetónových síl na uskladnenie cementu. Steny síl boli zhotovené v posuvnom debnení. Vnútorný priemer steny sila je 10,8 m, hrúbka steny 250 mm. Celková konštrukčná výška po atiku je 80,5 m. Dno sila je podopierané betónovou podnožou, ktorá je založená na železobetónovej monolitickej základovej doske. Nakoľko najzávažnejšie poruchy sila sú hlboké kaverny v pracovných škárach steny, v tomto článku sa podrobne analyzujú poruchy a odolnosť steny sila. Aktuálny stav železobetónovej steny sila sa hodnotí na základe pôvodnej projektovej dokumentácie, výsledkov podrobnej vizuálnej prehliadky, skúšok vzoriek betónu odobraných zo steny sila, skúšok betonárskej výstuže a statického výpočtu. AKTUÁLNY STAV ŽELEZOBETÓNOVÝCH STIEN Posudzované steny síl boli najprv podrobené podrobnej vizuálnej prehliadke, ktorá umožnila lokalizovanie porúch, ktoré vznikli alebo sa prejavili na povrchu steny. Ako príznaky poruchy sa 48 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

51 Věda a výzkum SCIENCE AND RESEARCH Tab. 1 Rozsah poškodenia stien štyroch síl Tab. 1 Extent of degradation in walls of four silos Silo č. Geodeticky zameraná dĺžka trhlín Geodeticky zamerané poškodené plochy Koeficient k 1 1) Koefiient k 2 2) Dĺžka trhlín. k 1. k 2 Poškodené plochy. k 1. k 2 [m] [m 2 ] [m] [m 2 ] , , , , ,15 1,3 566, , , ,3 Priemer 360,25 948,25 538, ,6 1) k 1 je koeficient zohľadňujúci nedostupnosť a polohu nezameraných dĺžok a plôch 2) k 2 je koeficient zohľadňujúci odchýlku rozsahu zistených poškodení pred a po mechanickom očistení steny vysokotlakovým vodným lúčom Tab. 2 Pevnosť betónu v tlaku a modul pružnosti zistené na valcoch odobraných zo steny sila Tab. 2 Concrete strength in compression and modulus of elasticity determined on cylinders from silo wall Silo č. Valcová pevnosť Prepočítaná kocková pevnosť Pevnostná trieda Statický modul pružnosti [MPa] [MPa] [GPa] 1 38,52 48,15 C30/37 32, ,57 54,46 C40/50 34, ,30 51,62 C40/50 34, ,08 53,84 C40/50 34,45 Priemer 41,62 52,02 34,01 identifikovali odchýlky od pôvodného stavu: kaverny, rozvoj trhlín, porušené alebo odpadnuté vrstvy, stopy korózie výstuže, vlhké miesta, výkvety a pod. Rozsah poškodenia sa vyhodnocoval pomocou vizuálneho hodnotenia a akustického trasovania. Zistené duté plochy, trhliny so šírkou > 0,3 mm a poškodené škáry boli označené farebným sprejom. Meranie porúch bolo digitálne spracované v programe AutoCAD. Rozsah zistených porúch je podrobne zakreslený na rozvinutej ploche steny sila na obr. 1b. Súhrn zistených dĺžok trhlín a poškodených plôch v jednotlivých silách a ich priemerné hodnoty sú uvedené v tab. 1. Rozsah povrchových plošných porúch na stene jedného sila je približne m 2. Aby sa obnovila pôvodná odolnosť steny sila (únosnosť a tuhosť) a zastavil, resp. spomalil postup korózie betonárskej výstuže, vyžaduje sa oprava steny v zmysle STN EN 1504 [2]. Na hodnotenie pevnosti betónu v tlaku, modulu pružnosti a karbonatácie betónu boli zo steny sila odobraté jadrové vývrty. Pevnosti, moduly pružnosti a pevnostná trieda betónu zistené z valcových vzoriek sú uvedené v tab. 2. Na overenie betonárskej výstuže boli zo steny odobrané vzorky, ktoré boli podrobené skúške ťahom, lámavosti a chemickej analýze. Výsledky potvrdili, že mechanické vlastnosti skúšaných tyčí vyhovujú požiadavkám pôvodnej normy STN [3] pre druh ocele (V). Výstuž steny pri oboch povrchoch tvorí vodorovná výstuž Ø 14 a 20 mm a zvislá výstuž Ø 14, 16, 18 a 25 mm. Osové vzdialenosti a priemery výstuže, ako aj hrúbka betónovej krycej vrstvy sa zisťovali kombináciou nedeštruktívnej metódy pomocou elektromagnetického indikátora výstuže a priamym meraním obnaženej výstuže. Železobetónová stena sila je z vonkajšej strany vystavená stupňom prostredia XC4 a XF1, z vnútornej strany XC1. Pre prostredie XC4 požaduje STN EN [4] krytie výstuže c nom = c min + Δc dev = mm. Hrúbka betónovej krycej vrstvy bola zisťovaná v miestach s odpadnutou krycou vrstvou (v kavernách), resp. nedeštruktívne prístrojom na vonkajšom povrchu steny sila. Hrúbka betónovej krycej vrstvy vodorovnej výstuže bola nameraná v intervale od 10 do 25 mm, zvislej výstuže od 25 do 40 mm. Zvislá i vodorovná výstuž steny majú rôzny stupeň korózie ocele. Z uvedeného je zrejmé, že skutočná hrúbka betónovej krycej vrstvy vodorovnej výstuže nespĺňa požiadavky pôvodných ani súčasne platných noriem. Malá hrúbka betónovej krycej vrstvy má za následok pokročilú koróziu najmä vodorovnej výstuže, lokálne odpadnutú kryciu vrstvu s plochou niekoľkých dm 2 až m 2 a hĺbkou 10 až 40 mm. Poruchy pôvodných pracovných škár v stene sila Vizuálna prehliadka spolu s akustickým trasovaním preukázali silne porušenie dvoch až štyroch celoobvodových pracovných škár v rôznych výškach stien síl. V jednotlivých silách boli zaznamenané súvislé porušenia pracovných škár dĺžky 68 m až 136 m. Zo statického hľadiska je treba vzhľadom na rozsah a hĺbku porúch pôvodných pracovných škár vznik hlbokých celoobvodových kaverien (hĺbka 40 až 80 mm) spojených s koróziou betonárskej výstuže hodnotiť ako veľmi významné (havarijné) poruchy (obr. 2). Príčinami vzniku kaverien v pracovných škárach sú predovšetkým technologické chyby počas zhotovovania steny, ktoré v súčasnosti nie je možné 2 1 a) Vizuálne poruchy steny sila, b) zodpovedajúca časť rozvinutej steny sila so zaznamenanými poruchami 2 Kaverna v pracovnej škáre na vonkajšom povrchu steny sila 1 a) Visualisation of the silo wall failures, b) corresponding part of the developed silo wall with recorded failures 2 Deep concrete spalling of the silo wall at construction joint 3 / technologie konstrukce sanace Beton 49

52 Věda a výzkum SCIENCE AND RESEARCH jednoznačne identifikovať. Primárne sa jedná o tieto chyby: nevhodná konzistencia čerstvého betónu, vysoký/nízky vodný súčiniteľ, rozmiešanie čerstvého betónu pri jeho ukladaní, oneskorené spájanie dvoch betónov v pracovnej škáre, netesnosť debnenia v mieste pracovnej škáry, spojená s výtokom cementového mlieka a tvorbou pórovitej štruktúry na povrchu betónu, nedostatočné/nadmerné zhutňovanie čerstvého betónu, neskoré alebo žiadne ošetrovanie uloženého betónu, predčasné oddebnenie a pod. Najpravdepodobnejšie vznikli hlboké kaverny kombináciou vyššie uvedených chýb. Vyšetrovanie trhlín Počas vizuálnej prehliadky sa zisťovala aj poloha, dĺžka a šírka zvislých a vodorovných trhlín v stenách síl. Šírka trhlín je dôležitý parameter, ktorý má potenciál významne ovplyvniť používateľnosť a trvanlivosť sila. Monitorovanie zmien šírky trhlín počas dlhšieho časového obdobia pomáha diagnostikovať príčinu a závažnosť trhlín. Zvislé trhliny vznikajú najmä od teplotného gradientu medzi vnútorným a vonkajším povrchom steny sila. Sú to väčšinou trhliny prechádza júce cez celú hrúbku steny (tzv. deliace trhliny). Pri nedostatočnom vystužení steny vodorovnou výstužou vznikajú široké zvislé trhliny. Za poruchu z hľadiska trvanlivosti sa označujú, ak ich šírka je väčšia ako limitná hodnota w max uvedená v STN EN (pre stupne prostredia XC2 až XC4 je w max = 0,3 mm). Deliace trhliny v stene predstavujú zvýšené riziko ak je v sile uskladnený materiál citlivý na vlhkosť. V tom prípade treba zohľadniť aj STN EN , ktorá pri skladovaní zvlášť Hĺbka karbonatácie [mm] citlivého materiálu (napr. cementu) vyžaduje, aby bola dodržaná trieda tesnosti 1 (priesak obmedzený), trieda tesnosti 2 (priesak minimálny), resp. trieda tesnosti 3 (priesak nie je povolený). Na základe vyššie uvedeného je možné konštatovať, že zvislé deliace trhliny neohrozujú iba trvanlivosť, ale aj používateľnosť vyšetrovaných síl na cement. Na utesnenie aktívnych trhlín sa odporúča tlaková injektáž s pružnými injektážnymi materiálmi na báze polyuretánu. Ak je napätie vodorovnej výstuže vo zvislých trhlinách za medzou klzu, treba zvážiť vonkajšie vodorovné predpätie steny, ktoré by stabilizovalo šírku existujúcich a zabránilo tvorbe nových trhlín [5]. Na stene sila sa vyskytuje veľké množstvo vodorovných trhlín, čo môže mať rôzne príčiny. Ak vzdialenosti vodorovných trhlín zodpovedajú osovej vzdialenosti vodorovnej prstencovej výstuže, potom je zrejmé, že vznikli od expanzných účinkov koróznych splodín. Hĺbka týchto trhlín zodpovedá hrúbke betónovej krycej vrstvy. Príčinou je nedostatočná hrúbka a kvalita betónovej krycej vrstvy výstuže. Korózia výstuže ohrozuje spoľahlivosť steny v dôsledku straty prierezovej plochy výstuže a porušenia súdržnosti medzi výstužou a betónom. Obmedzená hĺbka vodorovných trhlín vedie k záveru, že zaznamenané vodorovné trhliny zhoršujú predovšetkým trvanlivosť vyšetrovaných síl. POSÚDENIE ŽIVOTNOSTI STIEN Životnosť železobetónovej konštrukcie sila závisí v značnej miere od degradácie základných materiálov betónu a výstuže v dôsledku interaktívneho pôsobenia fyzikálnych a chemických účinkov, výluhov, prevádzkových a atmosférických podmienok. Predmetom hodnotenia sú nosné materiály steny sila: betón Vek betónu [roky] a v ňom zabudovaná oceľová betonárska výstuž. Oba materiály boli vystavené agresívnemu obklopujúcemu prostrediu od spustenia prevádzky sila približne 41 rokov. Na základe vyššie uvedených skutočností sa posúdenie životnosti sústreďuje na priebeh poškodenia betónu a korózie betonárskej výstuže, ktoré majú rozhodujúci vplyv na odolnosť sila z hľadiska medzných stavov únosnosti, používateľnosti i trvanlivosti. Korózia výstuže Pri vyšetrovaní korózie výstuže sa rozlišuje pasívne a aktívne štádium výstuže v betóne. Pasívne štádium Dĺžka pasívneho štádia výstuže v betóne závisí od pomeru medzi hrúbkou betónovej krycej vrstvy a hĺbkou karbonatácie betónu. Meraním karbonatácie betónu sa zistilo, že hĺbka karbonatácie neporušeného betónu po 41 rokoch je 15 až 20 mm. Na základe skutočnosti, že hrúbka betónovej krycej vrstvy dosahovala hodnoty od 10 do 25 mm pre vodorovnú výstuž a od 25 mm do 40 mm pre zvislú výstuž, je oprávnené predpokladať, že v železobetónovej stene sila prebieha najmä korózia vodorovnej výstuže. Zvislá výstuž bola v čase vyšetrovania väčšinou v pasívnom štádiu. Tento predpoklad neplatí v miestach kaverien, poškodených škár, líniových porúch (trhlín), resp. plošných porúch (štrkových hniezd). Na odhadnutie dĺžky pasívneho štádia výstuže steny sila sa použil vzorec podľa MC 2010 [6] v tvare: x c (t) = W(t). k. t = D b. t, 3 Predpokladaný priebeh a rozptyl karbonatácie betónu steny sila 3 Expected course and dispersion of concrete carbonation (1) kde x c je hĺbka karbonatácie betónu, W(t) funkcia mezoklimatických podmienok, k koeficient zohľadňujúci priepustnosť betónu (napr. w/c, druh cementu) a základné vlastnosti prostredia (napr. RH, koncentrácia CO 2 ). Difúzna konštanta betónu D b steny sila v prostredí cementárne sa stanovila priamo na základe merania hĺbky karbonatácie betónu zistenej po 41 rokoch prevádzky sila. Následne sa vypočítal predpokladaný priebeh a rozptyl karbonatácie betónu steny sila (obr. 3). 50 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

53 Věda a výzkum SCIENCE AND RESEARCH Tab. 3 Rýchlosť korózie výstuže podľa stupňov prostredia (zdroj: [7]) Tab. 3 Corrosion rate according to exposure classes (source: [7]) Stupeň prostredia v corr [µm/rok] vnútrozemské vysoká vlhkosť IIa 3 priemerná vlhkosť IIb 2 prostredie s chloridmi mimo morského IV 20 Tab. 4 Tepelno-fyzikálne vlastnosti materiálov a okrajové podmienky Tab. 4 Thermo-physical properties of materials and boundary conditions Parameter Jednotky Hodnota tepelná vodivosť λ [W/(m K)] 2,3 betón merná tepelná kapacita c b [kj/(kg K)] 1,1 hustota ρ [kg/m 3 ] tepelná vodivosť λ [W/(m K)] 0,29 sypký cement merná tepelná kapacita c b [kj/(kg K)] 0,92 hustota ρ [kg/m 3 ] súčiniteľ prestupu prirodzené prúdenie α p [W/(m 2 K)] 6 tepla nútené prúdenie α pw = 5,6 + 3,95 w [W/(m 2 K)] 17,45 rýchlosť vetra mierny vietor w [m/s] 3 Pre výstuž steny sila, ktorá sa nachádza v karbonatovanej oblasti betónu, sú splnené všetky podmienky pre koróziu ocele v betóne (vlhkosť, neutralizácia betónu v okolí výstuže a prístup kyslíka ku katóde korózneho článku). Na základe priebehu karbonatácie betónu v čase zobrazeného na obr. 3 možno predpokladať, že výstuž s hrúbkou betónovej krycej vrstvy väčšou ako 25 mm je teraz väčšinou v pasívnom štádiu. Pre ochranu výstuže s krycou vrstvou menšou ako 30 mm treba urobiť aktívne opatrenia na spomalenie postupu karbonatácie betónu (napr. aplikáciu náterového systému s veľkým difúznym odporom pre CO 2 ). Pre výstuž s hrúbkou krycej vrstvy väčšou ako 30 mm možno predpokladať, že aj pri dlhšej zostatkovej životnosti bude dlhodobo chránená proti korózií. Aktívne štádium V čase vydania konečného znenia MC 2010 neboli k dispozícii modely s medzinárodným konsenzom na predpovedania dĺžky aktívneho štádia. Za ukončenie životnosti sa preto často odporúča považovať depasiváciu výstuže. Tento konzervatívny prístup k životnosti, najmä u existujúcich konštrukcií, nie je celkom oprávnený. Aktívne štádium korózie výstuže možno považovať za ukončené, ak nastane neakceptovateľná strata prierezovej plochy výstuže alebo ak sú v betónovej krycej vrstve trhliny vyvolané koróziou výstuže, ktoré zmenšujú súdržnosť výstuže s betónom. Časový interval aktívneho štádia t a [roky] sa do prejavenia uvedených porúch stanovil zo vzťahu [7]: t 80 a =. c, Ø V corr (2) kde c je hrúbka betónovej krycej vrstvy [mm], Ø priemer výstuže [mm], v corr korózne úbytky ocele [µm/rok]. Ak nie sú známe špecifické dáta betónu a prostredia, rýchlosť korózie výstuže sa môže stanoviť podľa tab. 3. Na základe vyhodnotenia agresívnosti prostredia cementárne a meraného korózneho úbytku výstuže sa uvažovala hodnota v corr = 7 µm/rok. Dĺžka aktívneho štádia korózie vodorovnej betonárskej výstuže t a je pre Ø 14 mm 8 až 16 rokov a pre Ø 20 mm je 6 až 11 rokov. Na základe vypočítanej dĺžky pasívneho a aktívneho štádia korózie výstuže je možné vypočítať zostatkovú životnosť sila. Z výpočtov je zrejmé, že dĺžka aktívneho štádia je podstatne kratšia ako dĺžka pasívneho štádia, to znamená, že pri návrhu opatrení na predĺženie zostatkovej životnosti sila sa treba sústrediť na predĺženie pasívneho štádia výstuže zabudovanej v stene sila. V prípade požiadavky na predĺženia aktívneho štádia je možné použiť inhibítory korózie, ktoré sa v kvapalnej forme nanášajú na povrch betónu. Korózia betónu Pod koróziou betónu sa rozumie od povrchu staviva postupujúce nevratné poškodenie betónu, ku ktorému dochádza pri chemickej reakcii betónu so zložkami okolitého prostredia. Intenzita vzájomného pôsobenia prostredia a betónu závisí nielen od chemických, ale aj od fyzikálnych podmienok, ako sú napr. teplota, tlak a rýchlosť prúdenia. Napriek tomu, že väčšina týchto činiteľov je známa po kvalitatívnej stránke, nie vždy je možné vyjadriť ich vplyv vo forme kvantitatívnych vzťahov. Tie sú dôležité najmä pre odhad zostatkovej životnosti steny sila. Stupne vplyvu prostredia uvádza STN EN 206 [8]. Na základe vysokej teploty uskladneného cementu a trenia pri plnení a vyprázdňovaní sila možno predpokladať na vnútornom povrchu betónu steny sila stupeň obrusovania XM1 až XM2. Pre vonkajší povrch betónu steny sila možno po celej výške sila uvažovať stupeň prostredia XC4. Vzhľadom na vysokú pevnostnú triedu steny sila C40/50 nebola pri vizuálnej prehliadke vonkajšieho povrchu steny zistená výraznejšia korózia betónu. TEPELNO-TECHNICKÝ VÝPOČET STIEN Vyššie opísané silá boli projektované v rokoch 1975 až Od toho času nastalo niekoľko podstatných zmien v projektovaní napr. sa sprísnili zaťažovacie normy a rozšírili sa možnosti riešenia aj komplexných numerických modelov. Na rozdiel od roku 1975 dnešné numerické nástroje zohľadňujú materiálové a geometrické nelinearity, neobmedzené množstvo kombinácií zaťažení, rôzne varianty konštrukcie a samozrejme umožňujú automatické dimenzovanie výstuže. Zároveň je dostupná nová norma na stanovenie zaťaženia síl, STN EN [9], ktorá statický výpočet sila mení na pomerne zložitý súbor úloh. Riešenie sa rozvetvuje a projektant sa musí správne rozhodovať, čo má uvažovať a čo musí preukazovať. To znamená, že technológia musí byť dopredu naprojektovaná. Ďalej je potrebné zohľadniť: rozmerové obmedzenia, ktoré určujú, či je možné normu použiť, geometriu či je silo štíhle, veľmi štíhle, resp. hrubostenné, správnu triedu zaťaženia pre silo, techniku plnenia a vyprázdňovania sypkých materiálov skladovaných v sile, vlastnosti materiálov v extrémoch ich štatistického rozsahu, limity excentricity plnenia sila a kategóriu trenia materiálu a steny sila, správne kombinácie zaťažení pre 3 / technologie konstrukce sanace Beton 51

54 Věda a výzkum SCIENCE AND RESEARCH jednotlivé návrhové situácie, realistické teplotné zaťaženia, odvodené z teplôt definovaných prevádzkou. Teplotné zaťaženie sila Podľa odporúčaní STN EN [10] musí byť konštrukcia sila navrhnutá z hľadiska tepelného zaťaženia pre nasledujúce prípady: teplotné zaťaženie vyplývajúce z klimatických vplyvov v dôsledku zmeny teploty okolitého vzduchu a slnečného žiarenia, teplotné zaťaženie vyplývajúce z prevádzky sila. STN EN špecifikuje zložky a hodnoty teplotného zaťaženia nasledovne: rovnomerná zložka podľa charakteristickej prevádzkovej teploty alebo podľa teploty okolitého vzduchu (obr. 4a), stupňovitá zložka po obvode lokálny nárast teploty v dôsledku solárnych ziskov, odporúča sa uvažovať s hodnotou 15 C (obr. 4b), gradient teploty po hrúbke steny sila medzi vnútorným a vonkajším povrchom (ďalej ΔT G ) uvažuje sa na základe prevádzkovej teploty a teploty vonkajšieho vzduchu (obr. 4c). V prípade sila na uskladnenie cementu sa preukázalo, že rozhodujúce teplotné zaťaženie je zaťaženie z teplotných gradientov v stene sila, ktoré nastávajú v čase po plnení. Najvýraznejší gradient možno sledovať v zimnom období, keď teplota vzduchu v exteriéri klesá pod bod mrazu, ale teplota horúceho cementu dosahuje aj 110 C. Pokiaľ v stene vzniká teplotný gradient, ktorý presahuje hodnotu ΔT G = 15 až 20 K, nastáva riziko rozvoja zvislých trhlín. Určenie realistických teplotných gradientov však nie je jednoduchá úloha a vyžaduje si podrobnejšiu nestacionárnu termálnu analýzu. Vývoj teploty v čase po plnení možno popísať na nasledujúcom príklade riešeného sila: pre termálnu analýzu sa zhotovil 3D numerický model z priestorových (brick) elementov v programe Sofistik [11]. Model zachytáva podstatnú časť geometrie sila a cementovej náplne. Podľa dostupných podkladov o prevádzke sa ďalej uvažovalo, že sa silo postupne plní rýchlosťou 5 m/d horúcim cementom s teplotou T cem = 110 C. Teplota okolitého vonkajšieho vzduchu bola konštantná, T vzduch = -24 C. Všetkým povrchom v kontakte so vzduchom bola priradená termálna okrajová podmienka prirodzené prúdenie vo vnútri sila a nútené prúdenie z vplyvu vetra vonku. Tepelno-fyzikálne vlastnosti materiálov ako aj okrajové podmienky vstupujúce do modelu sú v tab. 4. Výsledné teplotné gradienty po hrúbke steny a ich priebeh v čase sú na obr. 5. Na začiatku je teplotný gradient nelineárny, s absolútnym rozdielom teplôt ΔT G = 56 K, čo predstavuje veľké riziko vzniku trhlín pri vonkajšom povrchu. V priebehu nasledujúcich 9 h sa gradient vyrovnáva do lineárneho priebehu s rozdielom medzi povrchmi ΔT G = 30 K. Po tomto bode sa proces ochladzovania postupne spomaľuje. Po 36 h už gradienty nepresahujú kritickú hodnotu ΔT G = 15 K. Potrebná plocha výstuže s uvážením zimnej prevádzky: 110 ºC / -24 ºC Nasledujúce výsledky z programu STRAP [12] dokumentujú množstvo potrebnej výstuže vo výške do 30 m a nad 50 m steny sila. Na obr. 6 je uvedená potrebná plocha vodorovnej výstuže na vonkajšom povrchu sila ako obálka pre všetky kombinácie MSU podľa [9], vrátane účinku teploty z horúcej náplne. Podľa projektu je zabudované množstvo výstuže mm 2 do výšky 26,20 m, mm 2 do výšky 31,20 m a postupne klesá na mm 2 (10 Ø 14). Po porovnaní výsledkov z analýzy sa potvrdilo, že v spodnej časti sila do výšky 30 m je plocha výstuže dostatočná. Vo výške 30 m chýba približne 100 mm 2. V hornej časti sila chýba 50 % výstuže. Najviac výstuže je potrebné na vykrytie teplotného gradientu ΔT G = 56 K, čo predstavuje približne mm 2 výstuže. Je zrejmé, že pre návrh vodorovnej výstuže vo vyšších častiach sila je rozhodujúce zaťaženie od prevádzkových teplôt, konkrétne od rozdielu teplôt na oboch povrchoch sila, t. j. od teplotného gradientu. 4 Zložky teplotného zaťaženia podľa odporúčaní STN EN (zdroj: [10]) 5 Teplotný gradient po hrúbke steny sila v čase od plnenia horúcim cementom 6 Potreb ná plocha vodorovnej výstuže (cm 2 /m) na vonkajšom povrchu v spodnej a hornej časti steny sila, premietnutá do ťažísk siete konečných prvkov modelu steny sila: a) potrebná výstuž steny od 18,5 do 30 m, b) potrebná výstuž steny od 55 do 65 m 4 Relevant temperature components according to STN EN (source: [10]) 5 Temperature gradient over the thickness of the silo wall from hot cement filling 6 Required horizontal reinforcement area (cm 2 /m) on the outer wall surface in lower and upper part of the silo wall, projected to centres of the developed mesh of the finite element model: a) required horizontal reinforcement from 18.5 to 30 m, b) required horizontal reinforcement from 55 to 65 m 45 a) rovnomerná zložka teplotného zaťaženia b) stupňovitá zložka teplotného zaťaženia c) gradient teplotného zaťaženia po hrúbke steny (ΔT G,1 teplý povrch vonku, ΔT G,2 teplý povrch vnútri) Teplota [ C] 35 Čas od plnenia [h] Hrúbka steny [mm] Beton technologie konstrukce sanace 3 /

55 Věda a výzkum SCIENCE AND RESEARCH ZÁVERY Na základe dlhodobých skúseností zo stavebno-technického hodnotenia priemyselných komínov, chladiacich veží a síl sa v príspevku analyzujú príčiny najčastejších chýb a porúch stien železobetónových síl na cement. Rozsah a stupeň poškodenia diagnostikovaných stien síl jednoznačne potvrdil, že veľmi významné poruchy sú kaverny, ktoré sa vyskytujú v miestach pracovných škár. V článku sa konštatuje, že ich vznik je predovšetkým dôsledok technologických chýb počas zhotovovania steny. Najpravdepodobnejšie sa jedná o kombináciu chýb uvedených v odstavci Poruchy pôvodných pracovných škár v stene sila. Významnou poruchou steny sila je pokročilá korózia vodorovnej betonárskej výstuže v dôsledku malej hrúbky betónovej krycej vrstvy. Zmenšovanie prierezovej plochy silo_crh 8/8/2018+podnoz JEDNO SILO_5 SCALE = 1:100 UNITS: cm**2/m DATE: a 39,2 39,2 39,3 39,4 39,5 39,5 39, ,9 41,5 37,9 26,6 27,9 29,3 29,5 29, ,5 30,9 31,4 31,8 32,3 32,7 Concrete: 25 Steel: 410 Cover: 4 (Wood&Armer) (As in cm. 2/meter) Asx RESULTS COMBINATIONS ENVELOPE X3 X2 X1 6b Literatúra: [1] STN EN Eurokód 2. Navrhovanie betónových konštrukcií. Časť 3: Nádrže na kvapaliny, zásobníky. Úrad pre normalizáciu, metrológiu a skúšobníctvo Slovenskej republiky, s. [2] STN EN Výrobky a systémy na ochranu a opravu betónových konštrukcií. Definície, požiadavky, riadenie kvality a hodnotenie zhody. Časť 1 až 10. Úrad pre normalizáciu, metrológiu a skúšobníctvo Slovenskej republiky, [3] STN Oceľ Úřad pro normalizaci a měření, [4] STN EN Eurokód 2. Navrhovanie betónových konštrukcií. Časť 1-1: Všeobecné pravidlá a pravidlá pre budovy. Úrad pre normalizáciu, metrológiu a skúšobníctvo Slovenskej republiky, s. [5] BILČÍK, J., CHANDOGA, M. Zosilňovanie valcovitých betónových konštrukcií predpätím. Beton TKS. 2010, roč. 10, č. 3, s [6] fib Model Code for Concrete Structures Lausanne (Switzerland), Ernst & Sohn, s. [7] EHE 08. Code on Structural Concrete. Ministerio de Fomento (Spain), s. [8] STN EN 206. Betón. Špecifikácia, vlastnosti, výroba a zhoda. Úrad pre normalizáciu, metrológiu a skúšobníctvo Slovenskej republiky, s. [9] STN EN Eurokód 1. Zaťaženia konštrukcií. Časť 4: Silá a nádrže. Úrad pre normalizáciu, metrológiu a skúšobníctvo Slovenskej republiky, s. [10] STN EN Eurokód 1. Zaťaženia konštrukcií. Časť 1-5: Všeobecné zaťaženia. Zaťaženia účinkami teploty. Úrad pre normalizáciu, metrológiu a skúšobníctvo Slovenskej republiky, s. [11] SOFISTIK 2018 [online]. User manual. SOFISTIK AG. Dostupné z: [12] STRAP 2018 [online]. Manuály CAD, FEM programu. ATIR Ltd. Dostupné z: Z hodnotenia životnosti síl je zrejmé, že vypočítaná dĺžka aktívneho štádia je podstatne kratšia ako dĺžka pasívneho štádia, to znamená, že pri návrhu opatrení na predĺženie zostatkovej životnosti sila sa odporúča sústrediť sa na predĺženie pasívneho štádia výstuže v betóne. Po vyhodnotení výsledkov staticko-dynamického výpočtu je zrejmé, že pre návrh vodorovnej výstuže steny sila je rozhodujúce zaťaženie od prevádzkových teplôt, konkrétne od rozdielu teplôt na protiľahlých povrchoch sila, t. j. od teplotného gradientu. Tento účinok sa preveril stacionárnym i nestacionárnym tepelno-technickým výpočtom. Táto práca bola podporovaná Agentúrou na podporu výskumu a vývoja na základe Zmluvy č. APVV a výskumným projektom VEGA č. 1/0456/17 Nelineárna analýza betónových a spriahnutých konštrukcií. a súdržnosti výstuže s betónom spôsobí, že sa výstuž dostane do plastického stavu, čo vyvolá nárast šírky zvislých trhlín. Od čias, kedy boli vyšetrované silá projektované a zhotovené, došlo k výraznému zvýšeniu výkonu výpočtových systémov umožňujúcich zohľadniť materiálovú a geometrickú nelinearitu, veľké množstvo kombinácií zaťažení a analýzu rôznych teplotných scenárov prevádzky sila. Nové zaťažovacie normy priniesli zvýšenú intenzitu zaťaženia vetrom a významný nárast seizmického zaťaženia. Na základe citlivosti cementu na vlhkosť je možné konštatovať, že zvislé deliace trhliny ohrozujú trvanlivosť i používateľnosť síl na cement, takže steny by mali byť navrhnuté na triedu tesnosti 2, resp. 3. Na utesnenie deliacich trhlín sa odporúča injektovanie pružným, nízko viskóznym materiálom na báze polyuretánu. prof. Ing. Juraj Bilčík, PhD. juraj.bilcik@stuba.sk doc. Ing. Julius Šoltész, PhD. julius.soltesz@stuba.sk Ing. Lýdia Matiašková lydia.matiaskova@stuba.sk všichni: Stavebná fakulta STU Bratislava Katedra betónových konštrukcií a mostov 3 / technologie konstrukce sanace Beton 53

56 Věda a výzkum SCIENCE AND RESEARCH Prefabrikované nosníky uložené ozubem, Část 2: Experimentální výzkum a numerická analýza Precast dapped-end beams, Part 2: Experimental program and nonlinear analysis Michal Hasa, Miloš Zich Článek se zabývá problematikou detailu uložení prvku ozubem a volně navazuje na předcházející příspěvek autorů. Jsou prezentovány zatěžovací a materiálové zkoušky a navazující fyzikálně nelineární analýza metodou konečných prvků, které byly provedeny zejména za účelem verifikace výpočetního postupu a studie vlivu použitého množství svislé a šikmé vyvěšovací výztuže na únosnost a chování detailu během zatěžování. Byla prokázána dostatečná bezpečnost používaného výpočetního postupu. Výsledky poukazují zejména na vhodnost používání šikmé vyvěšovací výztuže s ohledem na vznik, rozvoj a výslednou šířku trhlin. This article focuses on the detail of a dapped-end beam and is a follow-up to the previous contribution of the authors. Load and material tests and follow-up nonlinear finite element analysis are presented, which were performed especially with a view to verify the design procedure and the study of influence of the used ratio of vertical to inclined hanger reinforcement on the bearing capacity and behaviour of the detail under load. Sufficient safety of the used design procedure has been proofed. The results point out to the adequacy of using the inclined hanger reinforcement in relation to formation, development and final width of the cracks. byly také provedeny doprovodné materiálové zkoušky betonu, pro které byla vyrobena zkušební tělesa během betonáže nosníků. Výsledky těchto zkoušek sloužily spolu s inspekčními certifikáty použité výztuže jako podklad pro srovnávací fyzikálně nelineární analýzu metodou konečných prvků softwarem ATENA. Cílem tohoto příspěvku je prezentovat výsledky provedeného experimentu a navazující numerické analýzy včetně jejich základního srovnání. 1 Návrh experimentu S ohledem na možnosti testovacího zařízení, ale také s ohledem na praktický a proveditelný způsob vyztužení, který by umožňoval jeho jistou diferenciaci vzhledem ke sledovaným parametrům, byl navržen nosník průřezu mm o teoretickém rozpětí mm. Výška ozubu v místě uložení byla zvolena jako polovina výšky nosníku (prakticky nejčastější způsob řešení), jeho vyložení bylo navrženo 200 mm (obr. 1). Poznamenejme, že rozpětí nosníku bylo konfigurováno také s ohledem na dostatečný odstup řešeného detailu od působícího zatížení. Vzdálenost mezi oblastí vyvěšovací výztuže ve zhlaví a působištěm zatížení odpovídala zhruba známé maximální délce šikmého řezu (2,5z, kde z je rameno vnitřních sil). Celkem bylo navrženo šest různých typů vyztužení zhlaví pracovně označe- Článek volně navazuje na příspěvek [1], který se zabýval dimenzováním detailu uložení prvku ozubem metodou příhradové analogie. Za největší nevýhodu této metody je však nutné označit její nejednoznačnost (nejedinečnost příhradového modelu), neboť pro jednu modelovou situaci lze totiž teoreticky nalézt nekonečně mnoho řešení. Jedno z možných řešení pro výše uvedený detail je navrženo a prakticky aplikováno v práci [2] a bylo také prezentováno ve výše zmíněném příspěvku. Pro ověření poměrně komplexního výpočetního postupu, který lze nalézt v práci [2], byl navržen experiment, který by mimo jiné také prověřil vliv poměru svislé a šikmé vyvěšovací výztuže na únosnost a chování detailu během zatěžování a relevantnost požadavku na rozmístění svislých vyvěšovacích třmínků podle německých doporučení (více [1], příp. [2]). V rámci experimentu Tab. 1 Predikované únosnosti jednotlivých typů zhlaví Tab. 1 Predicted bearing capacities of individual dapped ends Nosník Zhlaví Podíl svislé vyvěšovací výztuže [%] Podíl šikmé vyvěšovací výztuže [%] Predikovaná hodnota únosnosti V * pred [kn] T1 A T2 B T3 C D T4 E T5 A * Predikovaná hodnota únosnosti byla vztažena k charakteristické mezi kluzu betonářské výztuže f yk = 500 MPa, viz [2]. 54 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

57 Věda a výzkum SCIENCE AND RESEARCH ných A1, A2, B, C, D a E. Způsob jejich vyztužení byl zvolen tak, aby bylo ve všech případech výpočtově dosaženo zhruba stejné únosnosti a také aby o porušení ozubu vždy rozhodovala téměř současně únosnost vyvěšovací výztuže a vodorovné výztuže ozubu, příp. její zakotvení. Zhlaví A1 a A2 byla vyztužena pouze svislými třmínky a vodorovnými smyčkami a vzájemně se lišila pouze oblastí, na které byly vyvěšovací třmínky rozmístěny. Zhlaví B, C, D a E byla vyztužena také šikmou výztuží ve formě prostorové smyčky a vzájemně se lišila podílem svislé a šikmé vyvěšovací výztuže (tab. 1). Vyjma zhlaví A2 byl u všech zhlaví splněn požadavek na rozmístění svislých třmínků podle německých doporučení (více v [1], příp. [2]). Vzhledem k předpokládanému rozsahu experimentu a podobnosti zhlaví C a D bylo nakonec vyrobeno pouze pět nosníků označených T1 až T5, z nichž nosník T3 měl rozdílně vyztužená zhlaví. Z hlediska ohybu a smyku byly nosníky nadimenzovány tak, aby primárně došlo k porušení v místech jejich zhlaví. Vyztužení jednotlivých nosníků a jejich zhlaví je uvedeno na obr. 2 až 6 a také na obr. 7 až 12. Nosníky byly navrženy z betonu pevnostní třídy C35/45 a výztuže B500A, resp. B500B (tažnost jednotlivých položek výztuže je uvedena na obr. 2 až 6 vždy v závorce). Navržená geometrie i vyztužení odpovídají reálnému zhlaví. V každém zhlaví byly před betonáží nosníků umístěny odporové tenzometry pro měření poměrných přetvoření na: prvním třmínku první sady vyvěšovací výztuže, posledním třmínku první sady vyvěšovací výztuže, šikmé vyvěšovací výztuži, první smyčce tahové výztuže ozubu. Výroba nosníků proběhla ve výrobní hale firmy IP systém a.s. v Olomouci. Při výrobě jednotlivých nosníků byla také zhotovena zkušební tělesa pro provedení doprovodných materiálových zkoušek betonu. 6 1 Tvar zkušebního nosníku a schéma zatěžovací zkoušky 2 Vyztužení nosníku T1 (zhlaví A1) 3 Vyztužení nosníku T2 (zhlaví B) 4 Vyztužení nosníku T3 (zhlaví C a D) 5 Vyztužení nosníku T4 (zhlaví E) 6 Vyztužení nosníku T5 (zhlaví A2) 1 Beam specimen and loading test arrangement 2 Beam reinforcement T1 (dapped end A1) 3 Beam reinforcement T2 (dapped end B) 4 Beam reinforcement T3 (dapped ends C and D) 5 Beam reinforcement T4 (dapped end E) 6 Beam reinforcement T5 (dapped end A2) 3 / technologie konstrukce sanace Beton 55

58 Věda a výzkum SCIENCE AND RESEARCH Materiálové zkoušky betonu Součástí experimentu byly také materiálové zkoušky betonu, a to krychelné a hranolové pevnosti v tlaku, pevnosti v tahu za ohybu a modulu pružnosti. Celkem bylo vyrobeno deset zkušebních těles šest hranolů o rozměrech mm a čtyři krychle o hraně 150 mm. Zkoušky proběhly v laboratořích Fakulty stavební VUT v Brně a jejich výsledky jsou uvedeny v tab. 2 až 4. Na základě výsledků zkoušek lze konstatovat, že ačkoli průměrná válcová pevnost betonu v tlaku f cm (uvažujeme-li ji jako cca 80 až 85 % z průměrné krychelné pevnosti v tlaku, tj. f cm = cca 0,825 f cm,cube 64,7 MPa) odpovídala pevnostní třídě až C55/67 (f cm = 63 MPa), průměrná tahová pevnost betonu f ctm (na základě přepočtu mezi průměrnou pevností betonu v tahu za ohybu f ctm,fl a průměrnou pevností v prostém tahu f ctm podle [3] 2,76 MPa) odpovídala přechodu mezi pevnostními třídami C25/30 a C30/37 (f ctm = 2,6 až 2,9 MPa) a modul pružnosti odpovídal pouze pevnostní třídě betonu C25/30 (E cm = 30 GPa) podle Tab. 3.1 normy [4]. Podle dostupných informací mělo kamenivo použité k výrobě zkušebních nosníků majoritní zastoupení křemene a pískovce, což znamená, že by měl být normový tabulkový modul pružnosti redukován až o 30 %, viz článek (2) normy [4]. Za tohoto předpokladu by pak bylo možné považovat naměřený modul pružnosti za dostatečný (pro projektovanou třídu betonu C35/45 vychází E cm,red = 23,8 GPa, pro třídu C55/67 vychází E cm,red = 26,6 GPa). Nicméně, problematika tabulkových hodnot modulu pružnosti uváděných v normě [4] již byla v odborných kruzích několikrát diskutována se závěrem, že jsou tyto hodnoty nadhodnoceny, viz také např. [5]. Průběh a výsledky zatěžovacích zkoušek Zatěžovací zkoušky nosníků probíhaly v laboratořích Fakulty stavební VUT v Brně. Nosníky byly při zkoušce uloženy přes pryžová ložiska na ocelové zkušební rámy a zatěžovány dvěma silami podle obr. 1. Síly byly vyvozovány hydraulickými lisy přes ocelové roznášecí desky. U nosníků T1, T2 a T3 byla zkouška ukončena dosažením extrémní síly, při které již nedocházelo k jejímu růstu, ale docházelo pouze ke zvětšování deformací. U nosníků T4 a T5 bylo i po tomto okamžiku prováděno další přitěžování, a to až do jejich úplné- Tab. 2 Naměřené krychelné pevnosti betonu v tlaku (podle [9]) Tab. 2 Measured compressive cube strength of concrete [9] Stáří Rozměry Síla Objemová Hmotnost a b h při porušení hmotnost [d] [mm] [mm] [mm] [kg] [kn] [kg/m 3 ] [MPa] T2/ ,4 149,6 150,3 8, , ,9 Označení vzorku Krychelná pevnost v tlaku T2/ ,3 149,1 150,7 8, , ,3 T3/ ,5 149,6 150,3 8, , ,1 T3/ ,3 149,6 150,3 8, , ,3 Průměr 78,4 Tab. 3 Naměřené hranolové pevnosti betonu v tlaku a moduly pružnosti (podle [9]) Tab. 3 Measured compressive prismatic strength and elastic modulus of concrete [9] Označení vzorku Stáří Rozměry Hmotnost Síla při porušení Objemová hmotnost Hranolová pevnost v tlaku Modul pružnosti a b l [d] [mm] [mm] [mm] [kg] [kn] [kg/m 3 ] [MPa] [MPa] T ,6 100,8 400,1 9, , ,3 * T ,6 101,2 400,1 9, , , T5/ ,8 100,2 400,1 9, , ,1 * T5/ ,6 99,9 400,4 9, , , Průměr 62, * Vzorky T1 a T5/1 sloužily pro nastavení úrovně zatěžování při zjišťování modulu pružnosti. Tab. 4 Naměřené pevnosti betonu v tahu za ohybu (podle [9]) Tab. 4 Measured flexural tensile strength of concrete [9] Rozměry Síla Objemová Pevnost v tahu Označení Stáří Hmotnost a b l při porušení hmotnost za ohybu vzorku [d] [mm] [mm] [mm] [kg] [kn] [kg/m 3 ] [MPa] T ,0 101,3 400,2 9,562 17, ,96 T ,6 101,4 400,0 9,567 14, ,23 Průměr 4,60 Tab. 5 Mez únosnosti jednotlivých zhlaví Tab. 5 Ultimate bearing capacities of individual dapped ends Nosník Zhlaví Podíl svislé vyvěšovací výztuže [%] Podíl šikmé vyvěšovací výztuže [%] Predikovaná hodnota únosnosti V pred [kn] Mezní únosnost stanovená experimentálně [kn] Poměr V exp /V pred T1 A ,33 T2 B ,38 T3 C D ,49 T4 E ,42 T5 A ,27 Tab. 6 Šířky trhlin pro různé intenzity zatížení Tab. 6 Widths of the cracks for different load intensities Nosník Zhlaví Podíl svislé vyvěšovací výztuže [%] Podíl šikmé vyvěšovací výztuže [%] Maximální šířka trhlin při zatížení 80 kn [mm] Maximální šířka trhlin při zatížení 140 kn [mm] [-] Maximální šířka trhlin při mezním zatížení [mm] T1 A ,20 0,60 4,00 T2 B ,20 0,30 1,50 T3 C ,10 0,25 3,00 D ,10 0,25 2,00 T4 E ,10 0,25 1,50 T5 A ,25 0,70 4,00 56 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

59 Věda a výzkum SCIENCE AND RESEARCH Tab. 7 Průměrné materiálové charakteristiky použitého betonu (podle [9]) Tab. 7 Average material properties of used concrete [9] Krychelná pevnost v tlaku f cm,cube [MPa] 78,4 Hranolová pevnost v tlaku f cm,prism [MPa] 62,1 Pevnost v tahu za ohybu f ctm,fl [MPa] 4,6 Modul pružnosti E c [MPa] Tab. 8 Vybrané parametry materiálového modelu SBETA s označením veličin (podle [6]) Tab. 8 Selected parameters of constitutive model SBETA with magnitudes designated according to [6] Krychelná pevnost v tlaku (výchozí) f cu [MPa] 78,4 Tahová pevnost (upravená) f t [MPa] 2,76 Modul pružnosti (upravený) E c [MPa] Lomová energie (upravená) G f [N/m] 69 ho porušení. V obou případech došlo k destrukci v místě zhlaví. Při zkoušce byla prováděna následující měření: měření změn sil v jednotlivých hydraulických lisech, měření změn svislých posunů (průhybů na krajích a uprostřed nosníku), měření zkrácení betonu ve směru předpokládané hlavní tlačené diagonály, měření změn poměrných přetvoření na vybraných položkách betonářské výztuže. U všech typů vyztužení bylo dosaženo zhruba stejné hodnoty únosnosti. Mírně vyšší únosnost vykázala zhlaví se šikmou výztuží (tab. 5). Absence šikmé výztuže měla ovšem zásadní vliv na vznik, rozvoj a výslednou šířku trhlin. Zhlaví opatřená šikmou výztuží vykazovala ve všech stadiích zatěžování zhruba poloviční šířku trhlin než zhlaví, která tuto výztuž neměla (tab. 6 a obr. 13 až 18). Způsob porušení zhlaví E a A2 je zobrazen na obr. 19. Výrazně negativní vliv nedodržení požadavku na rozmístění svislých třmínků se v případě zhlaví A2 sice neprokázal, nicméně, u tohoto zhlaví bylo jednak dosaženo nejnižší únosnosti a jednak nebylo možné pozorovat prakticky žádné duktilní chování. 7 Výztuž zhlaví A1 8 Výztuž zhlaví B 9 Výztuž zhlaví C 10 Výztuž zhlaví D 11 Výztuž zhlaví E 12 Výztuž zhlaví A2 7 Dapped-end reinforcement A1 8 Dapped-end reinforcement B 9 Dapped-end reinforcement C 10 Dapped-end reinforcement D 11 Dapped-end reinforcement E 12 Dapped-end reinforcement A2 Numerická analýza experimentu Pro fyzikálně nelineární analýzu byl použit program ATENA 2D verze 5 firmy Červenka Consulting s. r. o. Úloha byla modelována jako rovinná napjatost a bylo využito symetrie geometrie a zatížení (obr. 20). 3 / technologie konstrukce sanace Beton 57

60 Věda a výzkum SCIENCE AND RESEARCH a 19b 58 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

61 Věda a výzkum SCIENCE AND RESEARCH Pro beton byl použit materiálový model SBETA [6], s vybranými parametry upravenými v závislosti na výsledcích materiálových zkoušek. Vzhledem k tomu, že zkoušky pevnosti v tahu za ohybu a modulu pružnosti nebyly provedeny pro všechny nosníky (zhlaví), byla pro nelineární analýzu uvažována pouze jedna sada průměrných parametrů betonu shodná pro všechna zhlaví (tab. 7). Pro stanovení potřebné hodnoty průměrné pevnosti betonu v prostém tahu f ctm byl použit převodní vztah mezi touto pevností a naměřenou průměrnou pevností v tahu za ohybu f ctm,fl z Model Code 1990 [3]. Pro výpočet lomové energie, která s pevností betonu v tahu přímo souvisí, byl použit výchozí vztah z teoretického manuálu [6]. V tab. 8 jsou uvedeny vybrané parametry modelu SBETA, které byly uvažovány ve výpočtu. Výztuž byla modelována pomocí bilineárního pracovního diagramu se zpevněním a omezeným poměrným přetvořením. Jednotlivým položkám výztuže byly přiřazeny parametry odpovídající hodnotám z inspekčních certifikátů od výrobců (tab. 9). Poměrné přetvoření na mezi kluzu bylo dopočteno za předpokladu modulu pružnosti betonářské oceli E = 200 GPa. Tab. 9 Parametry použité výztuže (podle [10]) Tab. 9 Parameters of used reinforcement according to [10] Použitá betonářská ocel Průměr Značka oceli Mez kluzu R e / R p0,2 (f y / f 0,2 ) [MPa] Mez pevnosti v tahu R m (f t ) [MPa] Celkové prodloužení při max. zatížení A gt (ε u ) [%] , ,4 B500A , , , ,5 14 B500B , , ,9 Tab. 10 Srovnání vypočtených a naměřených mezních únosností Tab. 10 Comparison between calculated and measured ultimate bearing capacities Nosník Zhlaví Podíl svislé vyvěšovací výztuže [%] Podíl šikmé vyvěšovací výztuže [%] Mezní únosnost stanovená nel. výpočtem V NFEA [kn] Mezní únosnost stanovená experimentem V exp [kn] Poměr V NFEA /V exp [-] T1 A ,03 T2 B ,99 T3 C , D ,99 T4 E ,02 T5 A ,02 Tab. 11 Srovnání vypočtených a naměřených průhybů a šířek trhlin při mezním zatížení Tab. 11 Comparison between calculated and measured deflections and crack widths Nelineární výpočet Experiment Nosník Zhlaví Průhyb při mezním zatížení (relativní) [mm] Max. šířka trhlin při mezním zatížení [mm] Průhyb při mezním zatížení (relativní) [mm] Max. šířka trhlin při mezním zatížení [mm] T1 A1 20,2 3,10 19,4 4,00 T2 B 25,1 3,20 26,2 1,50 T3 C 19,0 3,30 3,00 25,7 D 19,7 3,60 2,00 T4 E 24,9 1,90 22,2 1,50 T5 A2 16,1 4,40 17,1 4,00 Tab. 12 Experimentálně zjištěný a vypočtený stupeň bezpečnosti pro jednotlivá zhlaví Tab. 12 Experimental and calculated safety factor for individual dapped ends Nosník Zhlaví Podíl svislé vyvěšovací výztuže [%] Podíl šikmé vyvěšovací výztuže [%] Únosnost podle DIN [7] odpovídající cca V char [kn] St. bezpečnosti stanovený experimentálně s exp [-] St. bezpečnosti stanovený nel. výpočtem s NFEA [-] T1 A ,33 2,41 T2 B ,41 2,39 T3 C ,61 2,58 D ,61 2,58 T4 E ,49 2,55 T5 A ,23 2,28 13 Zhlaví A1 při dosažení mezního zatížení, maximální šířka trhliny 4 mm 14 Zhlaví B při dosažení mezního zatížení, maximální šířka trhliny 1,5 mm 15 Zhlaví C při dosažení mezního zatížení, maximální šířka trhliny 3 mm 16 Zhlaví D při dosažení mezního zatížení, maximální šířka trhliny 2 mm 17 Zhlaví E při dosažení mezního zatížení, maximální šířka trhliny 1,5 mm 18 Zhlaví A2 při dosažení mezního zatížení, maximální šířka trhliny 4 mm 19 Porušení: a) zhlaví E, b) zhlaví A2 13 Dapped end A1 at an ultimate load, max. crack width 4 mm 14 Dapped end B at an ultimate load, max. crack width 1.5 mm 15 Dapped end C at an ultimate load, max. crack width 3 mm 16 Dapped end D at an ultimate load, max. crack width 2 mm 17 Dapped end E at an ultimate load, max. crack width 1.5 mm 18 Dapped end A2 at an ultimate load, max. crack width 4 mm 19 Failure mode of: a) dapped end E, b) dapped end A2 3 / technologie konstrukce sanace Beton 59

62 Věda a výzkum SCIENCE AND RESEARCH Roznášecí ocelová deska byla modelována jako pružný materiál s modulem pružnosti E = 210 GPa a Poissonovým číslem µ = 0,3. Podepření simulující uložení nosníku na elastomerickém ložisku bylo modelováno zjednodušeně pomocí pružiny s lineárním chováním v tlaku a s vyloučeným přenosem tahu. Tuhost pružiny byla stanovena reverzní analýzou na základě pozorovaného chování ložiska během zkoušek a byla uvažována hodnotou E = 0,03 GPa (30 MN/m 2 ). 20 Výsledky numerické analýzy a jejich srovnání s experimentem Pro stanovení mezního zatížení bylo použito řízené deformace v místě působící síly, a to s konstantním přírůstkem 1,0 mm/zatěžovací krok (obr. 21). Hodnoty mezních únosností se velmi dobře shodují s hodnotami naměřenými při zatěžovací zkoušce (tab. 10). Na obr. 22 lze pozorovat velmi dobrou shodu mezi nelineárním výpočtem a experimentem. Nepatrně rozdílné výsledky v porovnání s experimentem byly dosaženy v rámci průhybů a šířek trhlin (tab. 11). Tvar trhlin v jednotlivých zhlavích při mezním zatížení je uveden na obr. 23. Mírnou neshodu mezi výsledky experimentu a numerické analýzy bylo však možné pozorovat v rámci srovnatelných naměřených a vypočtených poměrných přetvoření na vybraných položkách výztuže. Přestože použité tenzometry měly být svými parametry pro experiment dostačující, většina z nich selhala mnohem dříve, než bylo vůbec dosaženo mezního zatížení. Nelineární analýza však prokázala, že z praktického hlediska byl předpoklad výpočtu o namáhání veškeré vyvěšovací výztuže a vodorovné výztuže ozubu v mezním stavu (při mezním zatížení) napětím na mezi kluzu splněn. Zatímco u zhlaví A2 se způsob porušení při experimentu a při nelineární Model v programu ATENA (zhlaví A1) 21 Velikost působící síly v závislosti na průhybu uprostřed nosníku 22 Srovnání zatěžovacích zkoušek a nelineární analýzy pro jednotlivá zhlaví 23 Tvar trhlin v jednotlivých zhlavích při dosažení mezního zatížení (zobrazeny jsou pouze trhliny šířky větší než 0,30 mm) 20 Model in software ATENA (dapped end A1) 21 Intensity of acting force as a function of midspan deflection 22 Comparison between load tests and nonlinear analysis for individual dapped ends 23 Crack pattern in individual dapped ends at an ultimate load (cracks wider than 0.30 mm are displayed only) 60 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

63 Věda a výzkum SCIENCE AND RESEARCH 23 analýze shodoval, u zhlaví E se způsob porušení při experimentu nelineární analýzou prokázat nepodařilo. Bezpečnost návrhu lze vyjádřit pomocí stupně bezpečnosti s, který analogicky ke starším normovým ustanovením uvažujme jako poměr naměřené nebo vypočítané mezní únosnosti a charakteristické (normové) hodnoty účinku zatížení. Stejný princip posouzení byl v podstatě uplatňován i při navrhování podle německé normy DIN 1045 z roku 1988 [7], podle které byla jednotlivá zhlaví v práci [2] také posuzována. Únosnost podle této normy lze tedy v podstatě považovat za maximální možnou charakteristickou hodnotu účinku zatížení ve smyslu dnešních norem (tab. 12). Stupeň bezpečnosti se pro jednotlivá zhlaví pohyboval v rozmezí 2,23 až 2,61 v případě experimentu, resp. 2,28 až 2,58 v případě nelineární analýzy (také tab. 12). Vzhledem k předpokládanému způsobu porušení (porušení vyvěšovací výztuže, příp. vodorovné výztuže ozubu) lze tyto hodnoty v kontextu normy DIN [7], příp. normy ČSN [8), považovat za hodnoty dostatečné (bezpečné). Závěr Experiment a jeho následná fyzikálně nelineární analýza úspěšně ověřily výpočetní postup používaný pro dimenzování detailu uložení prvku ozubem. Z výsledků také vyplývá, že volba poměru svislé a šikmé vyvěšovací výztuže nemá v rámci praktického vyztužování zásadní vliv na mezní únosnost, ale pouze na vznik, rozvoj a výslednou šířku trhlin. S ohledem na jejich omezení v provozním stadiu se doporučuje používat alespoň konstrukční šikmou výztuž. Výrazně negativní vliv nedodržení požadavku na rozmístění svislých třmínků se v tomto případě neprokázal, nicméně s ohledem na duktilitu detailu se doporučuje tento požadavek pokud možno dodržovat. Podrobnější výsledky lze nalézt v práci [2]. Poděkování patří Ing. Petru Daňkovi, Ph.D., z Ústavu stavebního zkušebnictví, který prováděl osazování tenzometrů, materiálové zkoušky betonu a vlastní měření při zatěžovacích zkouškách nosníků. Článek byl vytvořen v rámci projektu TH Vývoj dispozičně variabilnější panelové soustavy pro bytové domy s finanční podporou TA ČR. Experimentální část výzkumu byla realizována firmou IP systém a.s. ve spolupráci s Ústavem betonových a zděných konstrukcí FAST VUT v Brně v rámci inovačního voucheru č Jihomoravského kraje. Ing. Michal Hasa, Ph.D. IP systém a.s. michal.hasa@ipsystem.cz doc. Ing. Miloš Zich, Ph.D. Fakulta stavební VUT v Brně zich.m@fce.vutbr.cz Článek byl posouzen odborným lektorem. The article was reviewed. Literatura: [1] Hasa, M., Zich, M. Prefabrikované nosníky uložené ozubem, Část 1: Dimenzování metodou příhradové analogie. Beton TKS. 2019, roč. 19, č. 2, s [2] Hasa, M. Návrh a posouzení prefabrikovaných nosníků uložených ozubem. Brno, Disertační práce. Vysoké učení technické v Brně, Fakulta stavební, Ústav betonových a zděných konstrukcí. [3] CEB-FIP Model Code: Design Code. London: Thomas Telford, ISBN [4] ČSN EN : Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby. Ed. 2. Praha: Úřad pro technickou normalizaci, metrologii a státní zkušebnictví, červenec [5] Technická pravidla ČBS 05. Modul pružnosti betonu. Praha: Česká betonářská společnost ČSSI, ISBN [6] Červenka, V., Jendele, L., Červenka, J. ATENA Program Documentation. Part 1. Theory. Prague: Červenka Consulting, únor [7] DIN 1045: Beton und Stahlbeton: Bemessung und Ausführung. Berlin: Normenausschuss Bauwesen (NABau) im DIN Deutsches Institut für Normung e. V., Juli [8] ČSN : Projektování betonových staveb. Praha: Vydavatelství Úřadu pro normalizaci a měření, červenec [9] Zich, M., Daněk, P., Slánský, B. Experimentální ověření únosnosti smykových ozubů prefabrikovaných nosníků. Výzkumná zpráva. Brno: VUT v Brně, Fakulta stavební, Ústav betonových a zděných konstrukcí, [10] Inspekční certifikáty č. 924/13/a, 1104/13/a, 1143/13/a a 1169/13/a (f. Železárny-Annahütte, spol. s r. o., 2013), č , a (f. ArcelorMittal Ostrava, a. s., 2013), č (f. CELSA Huta Ostrowiec Sp. z o. o., 2013) a č E726 (f. CMC Poland Sp. z o. o., 2013). 3 / technologie konstrukce sanace Beton 61

64 AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS Konference Technologie a provádění 2019 Ve dnech 11. a 12. dubna 2019 se v jihlavském hotelu Gustav Mahler konal již 16. ročník konference Technologie a provádění. Do názvu tradiční konference o technologii betonu byl v tomto roce poprvé přidán pojem provádění, bez něhož by se technologické inovace nedaly aplikovat v praxi. Nosným tématem letošní konference byla kvalita a trvanlivost betonových konstrukcí. V úvodních vyzvaných přednáškách byla podrobně probrána problematika předpjatých segmentových a spínaných konstrukcí, koroze předpínací výztuže a její podíl na haváriích mostů v poslední době včetně informace o stavu vybraných mostních konstrukcí na dálnicích v ČR. Tato aktuální, otevřeně prezentovaná témata byla účastníky hodnocena jako velmi přínosná a potřebná. V dalších sekcích konference zazněly informace o UHPC (a to jak z oblasti navrhování, tak i konkrétního využití) a také o odolnosti betonu proti mrazu, chemickým rozmrazovacím látkám a síranům včetně postupů pro testování míry účinků prostředí na konkrétní betony. Velmi zajímavou sekcí byla i ta, jež byla věnována opravám betonových konstrukcí. Tématem závěrečné přednášky bylo představení luminiscenčního kameniva do betonu, které lze použít např. na povrch cyklostezek jako dopravní značení či navigace pro chodce v rámci intravilánů měst a obcí. Zajímavým zpestřením pro účastníky bylo i zahájení společenského večera koncertem dechového kvinteta ZUŠ Jihlava v kostele Povýšení sv. Kříže. Děkujeme České betonářské společnosti, zejména Robertu Coufalovi, Petře Johové a Jiřímu Víchovi, za skvělou organizaci a již nyní se těšíme na příští ročník připravil Vladimír Veselý, redakce Doc. Jiří Kolísko, Ph.D., předseda ČBS ČSSI při přednášce o problémech předpjatých a segmentových spínaných konstrukcí 2 Pohled do sálu 3 Ing. Jan Hromádko při přednášce s názvem Předpjaté konstrukce na stavbách ŘSD 4 Koncert v kostele Povýšení sv. Kříže POZVÁNKA NA ŠKOLENÍ TRANSPORTNÍ KOTVY POZVÁNKA NA ŠKOLENÍ Česká betonářská společnost ČSSI Česká betonářská společnost ČSSI SLEVA PRO ČLENY ČBS Školení systému ČBS AKADEMIE TRANSPORTNÍ KOTVY 25. září 2019 Masarykova kolej ČVUT, Thákurova 550/1, Praha 6 Česká betonářská společnost připravila nové školení z řady ČBS Akademie s názvem TRANSPORTNÍ KOTVY, které navazuje na nedávno vydanou stejnojmennou směrnici (TP ČBS 06). Německý originál této směrnice (VDI/BV-BS 6205) vznikl na základě oficiálního dotazu odborníků ze stavební praxe na Evropskou komisi ohledně platnosti a výkladu strojní směrnice Evropského parlamentu a Rady 2006/42/ES ve vztahu k transportním kotevním systémům a transportu betonových dílců. Školení je určeno nejen výrobcům prefabrikovaných dílců a výrobcům transportních systémů, ale i projektantům a uživatelům. O absolvování školení bude účastníkům vystaveno potvrzení. V rámci projektu celoživotního vzdělávání získají účastníci příslušný počet bodů přidělený akreditační komisí ČKAIT. Firemní prezentace Více informací naleznete na Termín konání: 25. září 2019 Místo konání: Masarykova kolej ČVUT, Thákurova 1, Praha 6 62 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

65 AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS OMLUVA REDAKCE V čísle 1/2019 jsme v závěrečné tabulce článku Národný futbalový štadión v Bratislave koncepcia nosného systému na str. 31 nesprávně uvedli Ing. Parise Chalivopulose jako autora statického řešení této stavby. Statiku Národního fotbalového stadionu v Bratislavě řešila firma Stavokov projekt, s. r. o. Autorovi článku Ing. Jaroslavu Repovi, PhD., se omlouváme. V čísle 1/2019 jsme v článku Lehký beton s využitím odpadního expandovaného polypropylenu a syntetické koagulované amorfní siliky nedopatřením neuvedli posledních devět odkazů literatury. Autorům článku se omlouváme a seznam literatury doplňujeme: KONFERENČNÍ TROJLÍSTEK Literatura: [35] Záleská, M., Pavlík, Z., Pavlíková, M., Scheinherrová, L., Pokorný, J., Trník, A., Svora, P., Fořt, J., Jankovský, O., Suchorab, Z., Černý, R. Biomass ash based mineral admixture prepared from municipal sewage sludge and its application in cement composites. Clean Technologies and Environmental Policy DOI: /s [36] EN (2014). Concrete Part 1: Specification, performance, production and conformity. CEN. [37] Alqahtani, F. K., Ghataora, G., Khan, M. I., Dirar, S. Novel lightweight concrete containing manufactured plastic aggregate. Construction and Building Materials. 2017, Vol. 148, p DOI: /j.conbuildmat [38] Tang, W., Lo, Y., Nadeem, A. Mechanical and drying shrinkage properties of structural-graded polystyrene aggregate concrete. Cement & Concrete Composites. 2008, Vol. 30, p DOI: /j.cemconcomp [39] Real, S., Gomes, M. G., Bogas, J. A., Ferrer, B. Thermal conductivity of structural lightweight aggregate concrete. Magazine of Concrete Research. 2016, Vol. 68, p DOI: /jmacr [40] Sayadi, A. A., Tapia, J. V., Neitzert, T. R., Clifton, G. CH. Effects of expanded polystyrene (EPS) particles on fire resistance, thermal conductivity and compressive strength of foamed concrete. Construction and Building Materials. 2016, Vol. 112, p DOI: /j.conbuildmat [41] Wang, R., Meyer, CH. Performance of cement mortar made with recycled high impact polystyrene. Cement and Concrete Composites. 2012, Vol. 34, p DOI: /j.cemconcomp [42] da Silva, A. M., de Brito, J., Veiga, R. Incorporation of fine plastic aggregates in rendering mortars. Construction and Building Materials. (2014), Vol. 71, p DOI: /j.conbuildmat [43] Roels, S., Carmeliet, J., Hens, H., Adan, O., Brocken, H., Cerny, R., Pavlik, Z., Hall, Ch., Kumaran, K., Pel, L., Plagge, R. Interlaboratory comparison of hygric properties of porous building materials. Journal of Thermal Envelope and Building Science. 2004, Vol. 27, p DOI: / Nositel ocenění Významná osobnost v oboru sanací betonových konstrukcí Ing. Aleš Jakubík při své přednášce 2 Ing. Vítězslav Vacek, CSc., přednášel o vlivech koroze na vlastnosti předpínací výztuže a možnostech sanace takto vyztužených betonových konstrukcí 3 Coffee break 4 Součástí konference byla i prezentace soukromých společností Ve dnech 23. a 24. května 2019 proběhly v Brně současně tři konference. Pro sympozium Sanace to byl již 28. ročník, konference Zkoušení a jakost ve stavebnictví se konala podesáté a konference Popílky proběhla počtvrté. Spojení se ukázalo být dobrým nápadem, neboť řešená témata se často prolínají, a to dokonce více, než se dalo očekávat. Po letech snižování zájmu o podobné akce lze konečně pozorovat jistou konjunkturu, jak z hlediska počtu účastníků, tak z hlediska zájmu odborné veřejnosti o aktuální témata v oborech. Kromě odborného programu patřilo k vrcholům akce tradiční udílení cen všech pořádajících subjektů. Sdružení pro Sanace betonových konstrukcí letos udělilo cenu Významná osobnost v oboru sanací betonových konstrukcí Ing. Aleši Jakubíkovi, cenu Sanační dílo roku 2018 společnosti Chládek & Tintěra, a. s., a cenu Sanační materiál roku 2018 obdržela společnost Sanax Group, s. r. o. Významnou osobností v oblasti využití vedlejších energetických produktů zvolila Asociace pro využití energetických produktů prof. Ing. Rostislava Drochytku, CSc., MBA., a Cena Karla Hollana za celoživotní přínos oboru stavebního zkušebnictví, udělovaná Ústavem stavebního zkušebnictví FAST VUT v Brně, byla udělena prof. Ing. Leonardu Hobstovi, CSc. Podrobné zhodnocení je ještě před námi, ale doufám, že další ročníky budou stejně úspěšné a příjemné jako ten letošní. Fotografie: Ing. Vít Černý, Ph.D. Za organizační výbor připravili Ing. Ondřej Anton, Ph.D., a Ing. Věra Heřmánková, Ph.D. 3 / technologie konstrukce sanace Beton 63

66 aktuality topical subjects RFEM 5 MKP Program pro výpočet 3D konstrukcí RSTAB 8 Program pro výpočet prutových konstrukcí Semináře, konference a sympozia Semináře, konference a sympozia v čr INTERNATIONAL CONGRESS ON THE CHEMISTRY OF CEMENT (ICCC 2019) 15. mezinárodní konference 16. až 20. září 2019, Praha fibre concrete mezinárodní konference 17. až 20. září 2019, Praha concrete.fsv.cvut/fc2019/ VÝZKUM A VÝVOJ SKLOVLÁKNOBETONU Mezinárodní workshop 20. září 2019, Praha transportní kotvy Školení ČBS 25. září 2019, Praha ZKOUŠENÍ ČERSTVÉHO BETONU Odborný kurz 10. října 2019, Brno Zahraniční konference a sympozia SELF COMPACTING CONCRETE (SCC9) 9. mezinárodní konference RILEM & RHEOLOGY AND PROCESSING OF CONSTRUCTION MATERIALS (RHEOCON2) 2. mezinárodní konference RILEM 8. až 11. září 2019, Drážďany, Německo CEMENT AND CONCRETE SCIENCE 39. mezinárodní konference RILEM 9. a 10. září 2019, Bath, Německo DURABLE CONCRETE FOR INFRASTRUCTURE UNDER SEVERE CONDITIONS Mezinárodní konference RILEM 10. a 11. září 2019, Gent, Belgie International symposium on conceptual design structures Mezinárodní sympozium fib pro mladé inženýry 26. až 28. září 2019, Madrid, Španělsko POHLEDOVÝ BETON Školení ČBS 17. října 2019, Praha BETÓN 2019 Celostátní konference s mezinárodní účastí 3. a 4. října 2019, Štrbské pleso, Slovensko ZKUŠEBNÍ VERZE ZDARMA NA Statika, která Vás bude bavit! Dlubal Software s.r.o. Anglická 28, Praha info@dlubal.cz Firemní prezentace KONSTRUKCE A BETONY PRO JEJICH ZHOTOVENÍ I. Seminář 7. listopadu 2019, Hradec Králové 27. listopadu 2019, Plzeň ARCHITEKTURA V BETONU Seminář 14. listopadu 2019, Brno Betonářské dny Konference s mezinárodní účastí 20. a 21. listopadu 2019, Hradec Králové SANACE A REKONSTRUKCE STAVEB ročník konference & INTERNATIONAL CONFERENCE ON REHABILITATION AND RECONSTRUCTION OF BUILDING (CRRB) 21. mezinárodní konference WTA a 29. listopadu 2019, FSv ČVUT, Praha NEDESTRUKTIVNÍ METODY VE STAVEBNÍM ZKUŠEBNICTVÍ 2020 Odborný kurz 15. až 17. ledna 2020, Brno 22. až 24. ledna 2020, Brno INTERNATIONAL CONFERENCE ON CONCRETE SUSTAINABILITY (ICCS20) Mezinárodní konference fib 16. až 18. září 2020, Praha SANÁCIE BETÓNOVÝCH KONŠTRUKCIÍ ročník mezinárodního semináře 5. a 6. prosince 2019 (termín bude potvrzen), zámek Smolenice, Slovensko CONCRETE STRUCTURES FOR RESILIENT SOCIETY Mezinárodní sympozium fib 27. až 29. dubna 2020, Šanghaj, Čína SYNERGY OF CULTURE AND CIVIL ENGINEERING Mezinárodní sympozium IABSE 20. až 22. května 2020, Wrocław, Polsko International PhD symposium 13. mezinárodní PhD sympozium fib 26. až 28. srpna 2020, Paříž, Francie RESILIENT TECHNOLOGIES FOR SUSTAINABLE INFRASTRUCTURES Mezinárodní kongres IABSE 31. srpna až 4. září 2020, Christchurch, Nový Zéland FIBRE REINFORCED CONCRETE (BEFIB2020) 10. mezinárodní RILEM - fib sympozium 21. až 23. září 2020, Valencie, Španělsko 64 Beton technologie konstrukce sanace 3 /

67 WORKSHOP FIBRE CONCRETE 2019 Francouzský institut Štěpánská 35, Praha 1, od hodin. U příležitosti 10-tého konání konference Fibre Concrete pořádá katedra betonových a zděných konstrukcí výroční workshop, jehož obsahem budou vystoupení předních odborníků z praxe zaměřená na jejich zkušenosti z oblastí technologie, navrhování a aplikací vláknobetonů, textilních betonů a vysokopevnostních betonů a zejména pak moderovaná diskuse. Workshop bude zařazen do projektu celoživotního vzdělávání ČKAIT. PROGRAM: Technologie 1. Drátkobetony - novinky a praktické problémy Richard Wojnar (Bekaert) 2. Zkušenosti s výrobou a dávkováním drátků Petr Herka 3. Vliv geometrie a dávkování drátků na množství smršťovacích trhlin a jejich šířku Oldřich Vlasák (Arcelor Mittal) Navrhování 4. Předpisy pro navrhování prvků z UHPC Milan Kalný (Pontex) 5. Nelineární výpočty konstrukcí z vláknobetonu a stanovení optimálních parametrů materiálových modelů Radomír Pukl (Červenka Consulting) 6. Aplikace návrhových norem pro vláknobeton do výpočetního softwaru Lukáš Dlouhý (SCIA) Aplikace a realizace 7. Možnosti využití vláknobetonu v praxi Vladimír Brejcha (SMP) 8. Zábradelní panely z UHPC vývoj, zkoušky, pilotní realizace a certifikace v letech Bohuslav Slánský (Skanska) 9. Vývoj mostních nosníků z betonů vyšších pevností Petr Jedlinský (Eurovia) 10. Dosavadní zkušenosti z realizací Jan Marek (KŠ Prefa) Moderovaná diskuse (po každém bloku programu) Vladimír Veselý (ČBS) Počet míst je omezen registrace nutná. 27. ROČNÍK PRESTIŽNÍ SOUTĚŽE STAVBA ROKU 2019 VÍCE NA Mediální partner: Firemní prezentace Firemní prezentace

68 Praha září 2019 NENECHTE SI UJÍT PŘÍLEŽITOST POTKAT SE S ODBORNÍKY Z CELÉHO SVĚTA NA KONGRESU, KTERÝ SE KONÁ JEDNOU ZA ČTYŘI ROKY! MÍSTO KONÁNÍ KCP Kongresové centrum Praha ORGANIZÁTOŘI KONGRESU Svaz výrobců cementu ČR Výzkumný ústav maltovin Praha, s.r.o. KONGRESOVÝ SEKRETARIÁT GUARANT International spol. s r.o. iccc2019@guarant.cz HLAVNÍ TÉMATA Technologie výroby a chemie slinku Hydratace, struktura a termodynamika Portlandských cementů Doplňkové cementové materiály (SCM) Ostatní pojiva a jejich aplikace Čerstvý a ztvrdlý beton Trvanlivost betonu Technické předpisy normy a nové zkušební metody