Školicí materiál pro seminář REKONSTRUKCE A SANACE

Školicí materiál pro seminářREKONSTRUKCE A SANACE

Jan Koláček a kolektiv

Školicí materiál k semináři

REKONSTRUKCE A SANACE

Ing. Jan Koláček, Ph.D. a kolektiv

Vysoké učení technické v Brně, Fakulta stavební

Brno University of Technology, Faculty of Civil Engineering

Brno 2014

ISBN 978-80-214-4934-3

Fakulta stavební Vysokého učení technického v Brně zahájila 1. 6. 2012 řešení

projektu „OKTAEDR – partnerství a sítě stavebnictví“. Projekt je spolufinancován

Evropským sociálním fondem a státním rozpočtem České republiky a je zaměřen na

tvorbu a udržování partnerské sítě. Tato síť bude vzájemně propojovat Fakultu

stavební Vysokého učení technického v Brně, významná výzkumná a vývojová

pracoviště, partnery z oblasti podnikatelského sektoru i oborová sdružení. Cílem sítě

je umožnit rozšíření vzájemné spolupráce, vytvoření nových podmínek pro přenos

teoretických i praktických znalostí a zkušeností mezi výzkumem a stavební praxí.

Partnery projektu „OKTAEDR – partnerství a sítě stavebnictví“ jsou:

MOTRAN Research, s. r. o.,

Českomoravský cement, a.s.

Centrum dopravního výzkumu, v. v. i.,

OHL ŽS, a.s.,

Vysoká škola báňská – Technická univerzita Ostrava,

ESOX, spol. s r.o.,

Svaz vodního hospodářství ČR.

Registrační číslo projektu: CZ.1.07/2.4.00/31.0012

Název projektu: OKTAEDR – partnerství a sítě stavebnictví

Realizace: 1. 6. 2012 – 31. 5. 2014

Řešitel: Vysoké učení technické v Brně, Fakulta stavební

Školicí materiál pro seminář REKONSTRUKCE A SANACE

5

ÚVOD

Vážené kolegyně, vážení kolegové,

vzniklý školicí materiál je určen zejména pro účastníky semináře REKONSTRUKCE

A SANACE a měl by sloužit hlavně pro poznámky a uchování hlavních myšlenek

z přednesených příspěvků. Zamýšlená koncepce byla taková, že se sestaví krátká

anotace a za ní se seřadí jednotlivé snímky prezentací za sebou a nechá se volný

prostor pod a nad nimi, ve kterém si mohou účastníci dělat své poznámky.

Výše uvedený seminář REKONSTRUKCE A SANACE byl zaměřen na rekonstrukce

a sanace současných betonových a zděných konstrukcí realizovaných v ČR v rámci

spolupráce mezi Ústavem betonových a zděných konstrukcí a s odbornými firmami

zabývajícími se projektováním betonových konstrukcí.

Seminář se skládal ze čtyř přednášek:

Zesílení svislých konstrukcí výškové budovy A1 FSI VUT v Brně

Ing. Ladislav Huryta (HURYTA s.r.o.)

Vady, poruchy a rekonstrukce vodonepropustných betonových

konstrukcí

Ing. Jan Perla (JAPE – projekt, spol. s r.o.)

Zesilování průmyslových hal

doc. Ing. Ladislav Klusáček, CSc. (ÚBZK, FAST VUT Brno)

Vznik a následky havárií a statické poruchy stavebních konstrukcí

doc. Ing. Zdeněk Bažant, CSc. (ÚBZK, FAST VUT Brno)

Dovolte, abych krátce představil všechny čtyři přednášející:

Ing. Ladislav Huryta je uznávaným odborníkem v oboru betonové a ocelové

konstrukce. Je zakladatelem brněnské statické kanceláře HURYTA s.r.o., která

vznikla v červenci 1999 osamostatněním projektového střediska firmy STAVOSPOL,

s.r.o. V současné době má kancelář celkem 12 pracovníků.

Ing. Jan Perla je uznávaným odborníkem v oboru betonové konstrukce se

zaměřením na bílé vany a nekovovou výztuž. Je zakladatel brněnské statické

kanceláře JAPE – projekt, spol. s r.o. V současné době také působí na Ústavu

betonových a zděných konstrukcí jako odborný asistent.

Doc. Ing. Ladislav Klusáček, CSc. je uznávaným odborníkem v oboru betonové a

předpjaté konstrukce se specializací na rekonstrukce historických objektů, mostů a

cihelných kleneb. V současné době působí jako docent na Ústavu betonových a

zděných konstrukcí fakulty stavební VUT v Brně, kde přednáší předměty jako


6

Betonové konstrukce, Automatizace výpočtů betonových konstrukcí a Betonové

mosty.

Doc. Ing. Zdeněk Bažant, CSc. je specialistou na betonové a zděné konstrukce.

Působí i jako soudní znalec v oboru projektování, betonové a zděné konstrukce a

zakládání staveb. V současné době pracuje jako vědecký pracovník na Ústavu

betonových a zděných konstrukcí fakulty stavební VUT v Brně.

Rád bych touto cestou poděkoval všem přednášejícím, protože bez jejich úsilí a píle

by nemohl seminář ani školicí materiál vzniknout, a taktéž rektorovi VUT v Brně a

zároveň vedoucímu ústavu betonových a zděných konstrukcí prof. RNDr. Ing. Petru

Štěpánkovi, CSc. za záštitu nad seminářem.

Dále mně dovolte přestavit tým projektu OKTAEDR za Ústav betonových a zděných

konstrukcí a hlavně ve stručnosti popsat jeho činnost. Vedoucími týmu jsou Ing. Jan

Koláček, Ph.D. a Ing. Josef Panáček, členové pak Ing. Ivana Laníková, Ph.D. a Ing.

Petr Šimůnek, Ph.D.

Už na začátku projektu OKTAEDR si kladli vedoucí týmu BZK za hlavní cíl pořádání

seminářů a setkání mezi odbornými firmami a ústavem BZK, a umožnění studentům,

doktorandům a vědeckovýzkumným pracovníkům našeho ústavu krátkodobé

a dlouhodobé stáže, popř. odborné praxe. V rámci projektu tedy proběhly nebo

proběhnou dvě setkání se spolupracujícími subjekty (úvodní a závěrečné), čtyři

semináře (MOSTY, SANACE A REKONSTRUKCE, VÝZTUŽE FRP a

PREFABRIKÁTY) a dále dvě dlouhodobé odborné praxe doktorandů, tři krátkodobé

stáže bakalářů a šest krátkodobých stáží našich vědeckovýzkumných pracovníků.

Věříme, že školicí materiál a konaný seminář bude mít ohlas a vzbudí zájem

o provádění sanací a rekonstrukcí betonových staveb.

Ing. Jan Koláček, Ph.D.

za tým OKTAEDR - BZK


7


8

PODĚKOVÁNÍ

Za prezentaci přednášek na semináři REKONSTRUKCE A SANACE patří

poděkování těmto společnostem:


9

OBSAH

ZESÍLENÍ SVISLÝCH KONSTRUKCÍ VÝŠKOVÉ BUDOVY A1 FSI VUT

V BRNĚ .................................... ........................................................................... 11

VADY, PORUCHY A REKONSTRUKCE VODONEPROPUSTNÝCH BETONOVÝCH

KONSTRUKCÍ .......................... ........................................................................... 35

ZESILOVÁNÍ PRŮMYSLOVÝCH HAL.................................................................. 59

VZNIK A NÁSLEDKY HAVÁRIÍ A STATICKÉ PORUCHY STAVEBNÍCH

KONSTRUKCÍ .......................... ........................................................................... 83


10


11

ZESÍLENÍ SVISLÝCH KONSTRUKCÍ VÝŠKOVÉ BUDOVY A1

FSI VUT V BRNĚ

Ladislav Huryta1

Úvod

Příspěvek se zabývá stavebním stavem svislých konstrukcí budovy, zjištěným před

zahájením prací na novém plášti budovy, sanací poruch zjištěných stavebním

průzkumem a návrhem zesílení sloupů.

Stručný popis stavby

Jedná se o výškovou budovu, která má půdorysné rozměry 23,0 x 52,0 m, dvě

podzemní podlaží a 20 nadzemních podlaží. Nosnou konstrukci budovy tvoří

železobetonový skelet, tzn. svislé konstrukce sestávají ze železobetonových sloupů a

zavětrovacích stěn na obou koncích budovy, stropní konstrukce jsou železobetonové

deskové a žebrové vetknuté do železobetonových průvlaků.

Příčné rámy mají tři pole, v podélném směru budovy probíhají průvlaky, a to

po obvodu půdorysu (nazývané v původním projektu ztužidla), které spojují

obvodové sloupy provedené v rozteči 1,8 m,

ve dvou osách uvnitř budovy, které spojují sloupy umístěné v osové

vzdálenosti 3,6 m.

Budova je založena na základové desce tloušťky 1,2 m, většího půdorysu než

budova sama. Základová deska je ztužena stěnami v hlavních osách na výšku

druhého podzemního podlaží, tj. asi 3,0 m, tloušťky 0,8 m až 1,0 m.

Popis rekonstrukce

V letech 2011 a 2012 byla připravována rekonstrukce obvodového pláště budovy A1

Fakulty strojního inženýrství VUT v Brně, Technická 2, Brno. Pro tuto zakázku byl

zpracován průzkum stavu nosných konstrukcí budovy. Průzkum byl omezen

skutečností, že v budově plně probíhalo vyučování a nebylo možné provádět

průzkum v takovém rozsahu, aby byly odhaleny všechny poruchy konstrukcí, a

zvenku nebylo možné provést demontáž fasády zakrývající nosné konstrukce.

Průzkum byl proveden v rozsahu prohlídek nosných konstrukcí svislých a

vodorovných uvnitř budovy, z vnější strany budovy byly provedeny sondy skrz

opláštění v rozsahu 3 ks. Nebyly zjištěny žádné poruchy.

Statickým výpočtem zatížení od nového opláštění bylo zjištěno, že svislé konstrukce

mají dostatečnou rezervu v únosnosti proti vyprojektovanému stavu pro přenesení

vyššího zatížení od nového opláštění. Jednalo se asi o 6% navýšení oproti

původnímu zatížení.

1 Ladislav Huryta, Ing., HURYTA s.r.o., Staňkova 557/18a, 602 00 Brno, www.huryta.cz,

Tel.: +420 541 420 711, Email: [email protected]


12

Zjištění poruch po zahájení stavby

Po zahájení stavby nás čekalo překvapení, když byly odkryty obvodové sloupy

z vnější strany, byly zjištěny četné poruchy velkého významu:

malá tloušťka krycí vrstvy výztuže nebo žádná krycí vrstva,

utržená krycí vrstva betonu na rozích, odhalená hlavní nosná výztuž,

vybočující rohová výztuž sloupů, chybějící třmínky,

hlavní nosná výztuž poškozená lokálně korozí tloušťky několik milimetrů,

hnízda kameniva,

kaverny hloubky až 100 mm v celé šířce sloupů,

excentrické nastavení sloupů – vybočení o několik centimetrů.

Poučení: Žádný průzkum není dokonalý, ale projektant by měl investora nutit, aby byl

proveden co nejdokonalejší průzkum stavu konstrukcí.

Průzkum pevnosti betonu

Na základě zjištění významných poruch byl zpracován průzkum fyzikálně –

mechanických parametrů betonu nosných konstrukcí Ústavem stavebního

zkušebnictví VUT v Brně. Průzkumem byly zjištěny tyto pevnostní třídy betonů:

obvodové sloupy monolitické: C12/15

obvodové sloupy prefabrikované: C16/20

vnitřní sloupy: C12/15

Pevnostní třída betonu v projektové dokumentaci byla uvažována B400, tj. cca

C28/35. Zjištěná pevnost betonu činí asi 15/35 = 43% pevnosti uvažované v projektu.

Návrh opatření a sanace

Na základě zjištěných poruch a pevností betonů byl zpracován podrobný projekt

sanace a navrženo zesílení stávajících železobetonových svislých konstrukcí

ocelovými prvky.

Povrch všech sloupů musí být otryskán tlakovou vodou, tzn. musí být odstraněny

zkorodované části betonu, uvolněné části, hnízda kameniva a degradovaný beton.

Pokud dojde k velkému zmenšení průřezu, většímu než 20%, musí být tryskání

zastaveno, protože by mohla být únosnost příliš zmenšena a byla by ohrožena

bezpečnost stavby. V projektové dokumentaci je popsána sanace takto:

a) Sanace ploch (SA.P) – plochy, na kterých není patrná žádná porucha, budou

opatřeny spojovacím můstkem a reprofilační maltou v tloušťce do 5 mm.

b) Sanace kaverny (SA.KA) – kavernou se rozumí prostor za úrovní svislého líce

sloupu do hloubky větší než 40 mm v ploše menší než 4 dm2. Prostor kaverny

musí být vyčištěn od nesoudržných částí betonu, vyfoukán nebo vysán.

Povrch očištěného materiálu musí být opatřen spojovacím můstkem a prostor

musí být vyplněn sanační reprofilační maltou s pevností alespoň 20 MPa.


13

Před zahájením prací musí zhotovitel provést zkoušku vyplnění kaverny.

Po vyzrání sanační malty musí být provedena zkouška pevnosti betonu

na odvrtu průměru 50 mm. Pevnost materiálu musí odpovídat alespoň třídě

C16/20, tzn. musí být o jednu třídu vyšší než je nejnižší stanovená třída

pevnosti betonu dle průzkumu, tj. C12/15. O provedení těchto zkoušek musí

být proveden zápis formou protokolu o zkoušce, který musí být odsouhlasen

investorem a projektantem. V průběhu prací na sanování kaveren musí být

provedeny zkoušky alespoň na 25% kaveren, a pokud více než 20% zkoušek

nevyhoví, musí být opravené kaverny odsekány a sanovány znovu.

c) Sanace hnízda kameniva (SA.HK) – hnízda kameniva se musí odstranit

tlakovou vodou nebo jiným způsobem až na soudržný beton. Prostor se vyplní

stejným způsobem jako při sanaci kaverny.

d) Sanace zkorodovaného betonu na větší ploše než 4,0 dm2 (SA.KB) – jedná se

o prostor pro sanaci hlubší než 40 mm na ploše větší než 4,0 dm2. Plocha

musí být vyčištěna od nesourodých částí betonu, vyfoukána a vysáta. Povrch

se musí opatřit spojovacím můstkem a plocha musí být opatřena výztužnou

sítí ø6/100x100. Síť musí být přikotvena ke stávající výztuži přivařením

ke třmínkům. Dále musí být plocha opatřena sanační reprofilační maltou

pevnosti alespoň 20 MPa. V průběhu prací na sanování zkorodovaného

betonu musí být provedeny zkoušky pevnosti sanační malty a soudržnosti

s původním betonem sloupu. Zkouška se provede pomocí odvrtů průměru

50 mm, které se podrobí zkoušce pevnosti. Pevnost musí být alespoň C16/20.

Počet zkoušek musí být alespoň jedna zkouška na 0,5 m2 sanované plochy.

Pokud zkoušky nebudou vyhovovat třídě C16/20 musí být sanovaná vrstva

odsekána a provedena nově.

e) Sanace svislé trhliny (SA.ST) a sanace vodorovné trhliny (VT) – pokud

po provedení otryskání všech ploch pilířů zůstane viditelná trhlina, to znamená

hloubková trhlina, musí být tato trhlina sanována vyplněním trhliny vhodným

injektážním materiálem pro trhliny. Provedení této injektáže musí být

provedeno navrtáním trhliny a vyplněním celého prostoru trhliny injektážním

materiálem. Pro provedení sanace trhlin musí být zpracován Technologický

projekt sanace trhlin, který zpracuje zhotovitel stavby, a před zahájením prací

musí být odsouhlasen investorem nebo TDI a projektantem. Před zahájením

prací musí zhotovitel na 3 trhlinách na sloupech provést zkoušku injektáže

trhlin a následně provést 3 odvrty průměru 50 mm přes trhlinu a na těchto

zkušebních vzorcích musí být prokázáno, že pevnost betonu odvrtu

přes trhlinu je min. C12/15. O provedení těchto zkoušek musí být proveden

zápis formou protokolu o zkoušce, který musí být odsouhlasen investorem

a projektantem.


14

f) Sanace zkorodované výztuže – povrchová (SA.KPV) – při celkovém otryskání

sloupů dojde na mnoha místech k odhalení výztuže. Pokud bude výztuž

napadena korozí jen povrchově, může reprofilační malta dobře přilnout

k výztuži a není nutné provádět kromě otryskání a nátěru spojovacím

můstkem žádná další opatření a sanační maltu je možné nanést na výztuž.

g) Sanace zkorodované výztuže – silná koroze (SA.KSV) – pokud se

z výztužných prutů odlupují zplodiny koroze, jedná se o silnou korozi výztuže.

Výztuž musí být očištěna až na zdravý kov po celém obvodu výztužné vložky.

Pokud je průřez výztuže oslaben o více než 25%, to znamená, že průměr

výztuže se zmenší asi o 15% nebo víc, musí být výztuž doplněna přivařením

příložky k původní výztuži v místech, kde není původní výztuž zeslabena.

h) Sanace vybočení svislé výztuže (SA.VV) – výztuž musí být, buď navrácena do

původní svislé polohy, nebo pokud to není možné, nahrazena jinou výztuží

stejného průměru ve správné poloze. Výztuž musí být zajištěna třmínky øR6

po 100 mm.

i) Chybějící třmínková výztuž – v místě, kde chybí třmínková výztuž, nebo je

výztuž poškozena, přerušena, musí být nahrazena novými třmínky. Nové

třmínky musí být provedeny z profilu øR6 v rozteči 100 mm.

Kvalita a kontrola sanačních prací

Zhotovitel sanačních prací musí používat pouze materiály, které jsou výrobcem

výslovně určeny pro sanaci železobetonových pilířů, mají pro tento účel vyhotoven

příslušný certifikát od renomovaného zkušebního ústavu a TDI i projektant použití

těchto materiálů na základě předložených dokladů odsouhlasí před zahájením

nákupu materiálu a před zahájením prací.

Dále zhotovitel musí používat pouze pracovní postupy shodné s postupy

dle technických listů výrobce materiálu. Zhotovitel musí dodržovat systém kontroly

dle Technických listů. Zhotovitel musí zpracovat podrobný Technologický projekt

provádění sanace pilířů, ve kterém budou přesně specifikovány přípravné práce

a postupy provádění všech stupňů sanace. Tento Technologický projekt musí být

odsouhlasen před zahájením prací v dostatečném předstihu, aby mohly být doplněny

případné připomínky TDI a projektanta. Kontrolou kvality provádění sanačních prací

bude pověřena nezávislá akreditovaná zkušební laboratoř, kterou určí investor.

Rozsah kontrol prací, počet zkoušek apod. bude stanoven investorem ve spolupráci

s projektantem.

Zesílení svislých konstrukcí

Zesílení je navrženo pomocí ocelových profilů, průběžně od stropu nad 2.PP

do úrovně 12. podlaží u obvodových sloupů a do úrovně 8. až 14. podlaží u vnitřních

sloupů.


15

Obvodové sloupy jsou vyztuženy na vnější straně dvěma profily L100/10 nebo L80/8,

resp. L60/6, a na vnitřní straně na rozích neprůběžnými prvky L60/6 a průběžným

profilem P40/100, postupně se zmenšujícím podle zmenšujícího se zatížení.

U vnitřních sloupů je navrženo zesílení čtyřmi trubkami ø 133/4 mm až ø 133/24 mm

v závislosti na síle působící na trubky. Trubky jsou průběžné a pod průvlaky mají

převázky pro osazení lisů pro aktivaci ocelové konstrukce.

Aktivace ocelových prvků

Aktivací se rozumí přenesení části zatížení z betonových sloupů na ocelové tak, aby

po dokončení aktivace již byly betonové sloupy odlehčeny a přenášely pouze sílu,

která odpovídá jejich únosnosti. Vedlejším produktem aktivace je dotlačení všech

styků mezi ocelovou a železobetonovou konstrukcí. Pokud by nedošlo k aktivaci

ocelové konstrukce, ocelová konstrukce by „čekala“ až dojde k tak velkému stlačení

železobetonu, až by se dotlačily všechny styky mezi ocelovou konstrukcí a betonem,

což je asi 0,2 až 0,5 mm, a pružnější ocel by se musela stlačit na velké ε, při kterém

by byl beton již mimo rozsah možných deformací.

Na základě statických výpočtů únosnosti železobetonových příčníků, do kterých se

ocelová konstrukce opírá systémem táhel a které mají relativně malou únosnost, byla

stanovena síla pro aktivaci na jeden sloup a jedno patro:

pro sloupy v ose J/3-27 85 kN

pro sloupy G/1 a G/29 100 kN

Vypočtená hodnota stlačení sloupu ve 12. podlaží je 15,9 mm pro sloupy G/1 a G/29

a 14,7 mm pro sloupy v ose J/3-27. Naměřené hodnoty stlačení jednotlivých sloupů

se pohybují v rozmezí 14 mm až 17 mm s max. hodnotou navýšení 2,3 mm a max.

hodnotou snížení 2,9 mm, což je max. plus 15 % a mínus 18 %.

Tyto hodnoty jsou navzájem v dobrém souladu, zvláště když uvážíme přesnost

vstupních údajů o skutečné ploše prvků, modulu pružnosti materiálů uvažovaných při

výpočtu stlačení, pravděpodobném tření ocelové konstrukce o sloupy a další vlivy.

Závěr

Provedením navrženého zesílení svislých konstrukcí bylo dosaženo bezpečnosti

konstrukce stanovené příslušnými normami.


16


17


18


19


20


21


22


23


24


25


26


27


28


29


30


31


32


33


34


35

VADY, PORUCHY A REKONSTRUKCE

VODONEPROPUSTNÝCH BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

Jan Perla2

Úvod

Vodonepropustné betonové konstrukce jsou zvláštním, byť poměrně dlouho známým

a užívaným, případem betonových konstrukcí – typickým příkladem jsou různé

vodohospodářské nádrže (ČOV, odpadní jímky apod.) a bazény. Tyto konstrukce

primárně slouží pro zadržování tekutin na vodní bázi uvnitř těchto konstrukcí.

V novodobé praxi se k nám z německy mluvících zemí rozšířily neizolované

železobetonové základové vany, které jsou vlastně takovou nádrží naruby – zajišťují

vnitřní prostory podsklepené části budovy před průnikem podzemní vody z okolního

zemního prostředí. Jejich používání se v okolních zemích velmi rozšířilo od počátku

90. let minulého století.

Princip vodonepropustnosti betonu

V nedávné minulosti se tyto betonové konstrukce nazývaly vodotěsnými

konstrukcemi z vodostavebního betonu (někdy se uvádělo i z vodotěsného betonu).

V posledním období se pro ně zavádí pojem vodonepropustné konstrukce, protože

pojem vodotěsná látka znamená, že pod její povrch nemůže proniknout tlaková voda,

kdežto pojem vodonepropustná látka znamená, že do určité hloubky může tlaková

voda proniknout. Proto je nutné navrhovat vodonepropustné betonové konstrukce

s určitou (minimální) tloušťkou a omezeným průsakem podle ČSN EN 12390-8.

Trhlinami či jinými vadami neporušeném betonovém průřezu může transport vody

probíhat pouze pomocí pórů a kapilár, které zůstávají v betonu jako pozůstatek

odpařené záměsové vody či vzduchu po zhutnění uložené betonové směsi

do bednění. O vodonepropustnosti ztvrdlého betonu tak rozhoduje množství

záměsové vody a velmi jemných částic v čerstvém betonu. Uvádí se, že pro vodní

součinitel (w/c) menší než 0,4 je cementový kámen prakticky vodonepropustný,

kdežto v rozmezí hodnot 0,4 až 0,6 je dosahováno technicky postačující

vodonepropustnosti při běžných tloušťkách betonových konstrukcí (použití vodní

součinitele většího než 0,6 je možné pouze pro masivní betonové konstrukce). Model

přibližně vystihuje transport vody neporušeným betonem, kde je betonový průřez

rozdělen do čtyř oblastí (pásem) s charakteristickým chováním transportu vody. Voda

v tekutém skupenství se může vyskytovat pouze v prvních dvou pásmech

ovlivněných kapilární nasákavostí, přičemž vytvoření plně zvodnělé oblasti betonu

při návodním líci závisí jednak na velikosti hydrostatickém tlaku vody (výšce vodního

sloupce) a nasákavosti (definovaného průsaku) vlastního betonu. Tato nasákavost

(průsak dle ČSN EN 12390-8) definuje i hloubku kapilární oblasti, kde se vsáknutá

2 Jan Perla, Ing, JAPE - projekt, spol. s r.o., Třída generála Píky 3, 613 00 Brno, www.jape-projekt.cz,

Tel.: +420 548 220 260, Fax: +420 548 220 261, Email: [email protected]


36

voda vyskytuje v kapilárách. Přes jádrovou (střední) oblast může transport vody

probíhat pouze v plynném skupenství jako vodní pára, která se při vzdušném líci

betonového průřezu (ve vysýchací oblasti) může, v závislosti na teplotě a vlhkosti

navazujícího vzdušného prostředí, hromadit a případně i podpovrchově kondenzovat.

V případě vzniku trhlin v betonu je voda v kapalném skupenství touto trhlinu

transportována hlouběji do průřezu a v případě průběžných trhlin se může dostat

až ke vzdušnému líci, kde jednak vzniknou tmavé skvrny, ale také vlivem vzdušného

kyslíku a oxidu uhličitého může docházet ke korozi zabudované výztuže a tím

i výraznému snížení trvanlivosti betonového díla.

Příčiny vzniku trhlin v betonu

Trhliny v betonu vznikají jako důsledek překročení tahového napětí a podle různých

kritérií je můžeme různě třídit. Obvykle se třídí podle způsobu vzniku tahových napětí

v betonového prvku, podle doby jejich vzniku a podle jejich hloubky v betonovém

průřezu.

Podle doby vzniku můžeme trhliny rozdělit:

časné, rané;

pozdější, běžné.

Časné trhliny vznikají v čase poklesu hydratačního tepla (brzy po dosažení

maximální hydratační teploty cementu obsaženého v mladém betonu), kdy se tento

beton nachází ve fázi počátečního nárůstu tahových pevností a přitom jeho pevné

skupenství již účinně vyvodí napětí od omezení volného přetvoření (postupnou

ztrátou hydratačního tepla).

Podle způsobu namáhání je můžeme rozdělit:

statické (od účinku vnějšího zatížení);

od omezení volných přetvoření (objemových změn).

Trhliny od omezení volného přetvoření mohou být způsobeny jednak výše uvedenou

ztrátou hydratačního tepla, ale také dalšími objemovými změnami jako je smrštění

od vysýchání, přičemž se dosti často zapomíná i na změnu (či kolísání) klimatických

nebo provozních teplot.

Podle dosahu trhliny do hloubky betonového průřezu je dělíme:

neprůběžné;

průběžné.

Z vlastního popisu je zřejmé, že neprůběžné trhliny dosahují pouze do určité hloubky

betonového průřezu a za jejich koncem tak zůstává část neporušeného betonového

průřezu, který dokáže bránit průchodu vody skrz betonovou konstrukci. Tento typ

trhlin je obvykle vyvolán statickým zatížením (pozor ale na tahová napětí v betonu

vyvolaná normálovou tahovou silou s malou excentricitou) a jejich šířku i hloubku

dokážeme poměrně přesně stanovit běžnými výpočetními postupy. Vzniku

průběžných trhlin se je ale nutné bránit, protože od jejich určité šířky prakticky


37

nezabraňují průchodu vody přes betonovou konstrukci a pokud není umožněna jejich

kalmetizace (samoutěsnění), což ale např. u trhlin vyvolaných vynucenými napětími

od objemových změn může být prakticky vyloučené.

Pro realizaci vodonepropustných betonových konstrukcí je proto nutné volit vhodné

složení čerstvého betonu (betonové směsi), které umožní dobré zpracování

na stavbě (uložení včetně hutnění) a přitom nebude obsahovat nadměrné množství

záměsové vody (jednak kvůli omezení výsledného průsaku kapilárami, ale také

pro snížení objemových změn od smrštění vysýcháním nadbytečné záměsové vody,

která není nutná k hydrataci).

Dále je nutné volit betony s nižším množstvím cementu, použít cementy s nižší

celkovou hodnotou adiabatického hydratačního tepla a rovněž cementy s jeho

postupným vývinem (nikoli překotným počátečním vývinem hydratačního tepla) –

absolutně nevhodné je použití portlandských cementů (CEM I/52,5R či 42,5R) bez

dalších úprav složení čerstvého betonu (přísady a příměsi). Dále je nutné upravit

postup betonáže vodorovných konstrukcí (základových desek) a zejména

navazujících svislých konstrukcí (stěn) vhodnou volbou jejich pracovních spár a

vzhledem ke klimatickým podmínkám (zejména teplotám – ale nadměrné vysýchání

povrchu uloženého a hydratujícího čerstvého betonu způsobené větrem může být pro

konstrukci zničující více než přímý sluneční osvit) i navrženým pečlivým ošetřováním

povrchu mladého betonu.

Opravy vad a trhlin

V případě vzniku nadměrných trhlin od statických účinků (zatížení) je nutné provést

vnitřní dodatečnou izolaci (vystýlku) zabraňující průniku kapaliny (pokud veškeré

průřezy vyhovují alespoň na mezní stav únosnosti), statické zesílení betonové

konstrukce (viz příklad v následující kapitole), příp. provozním řádem omezit její

užívání (např. snížením provozní hladiny vodních kapalin) a nadměrné trhliny

injektovat materiály zajišťujícími přenos napětí v trhlině (tzv. silová injektáž pomocí

epoxidových či cementových injektážních malt).

V případě vzniku trhlin od omezení objemových přetvoření je vhodnější volit těsnící

injektáž, která v místě trhliny nepřenáší napětí, trhlina se může omezeně cyklicky

pohybovat či mírně zvětšovat a materiál injektáže trhlinu pouze utěsňuje vůči průniku

vodních kapalin (typicky pružné uretanové pryskyřice s omezenou tažností, kterou

nesmí pohyb trhliny překročit).

Příklad rekonstrukce průmyslových aktivačních nádrží ČOV

Dvojice železobetonových monolitických aktivačních nádrží byla vbetonována

do stávajících obdélníkových betonových nádrží, které byly dříve využívány

se sníženou hladinou vody v nádržích. Nové nádrže byly navrženy jako tříkomorové

pro podstatně větší objem čištěné vody (výška hladiny odpadní vody v nádrži byla

uvažována až 6,7 m). Nádrže se nachází poměrně blízko sebe (světlost mezi nimi je

6,73 m), takže se vzájemně ovlivňují při roznosu napětí v zemním podloží. Zároveň

je menší nádrž posazena výše (rozdíl výšek horního povrchu základových desek

je 2,3 m) a v prostoru mezi nimi je umístěna strojovna.


38

První, menší nádrž (AN01 viz Obr. 1) má v půdoryse vnější rozměr 27,0 × 18,0 m.

Nádrž je tříkomorová se světlou šířkou 17,1 m a světlými rozměry jednotlivých komor

5,25 m, 10,05 m a 10,0 m. Obvodové stěny mají tloušťku 450 mm, obě vnitřní a dno

mají tloušťku 400 mm. Světlá výška nádrže je 7,5 m a výška vodního sloupce

odpadní vody je 6,55 až 6,7 m. Nádrž byla vbetonována přímo na dno starší nádrže

(na separační vrstvu).

Druhá, větší nádrž (AN02) má vnější půdorysný rozměr 33,2 × 19,2 m a skládá se ze

tří komor se světlostmi 10,55 m, 10,4 m a 10,35 m, přičemž jejich světlá šířka je

18,1 m. Obvodové stěny mají tloušťku 450 mm, obě vnitřní 400 mm a dno 500 mm.

Světlá výška nádrže je 7,5 m a výška vodního sloupce odpadní vody je 6,55 až

6,7 m. Nádrž byla vbetonována do starší jednokomorové nádrže na nový podkladní

beton tloušťku 150 mm, který byl proveden na hutněný štěrkopískový polštář tloušťky

850 mm.

Obě nové nádrže byly provedeny z betonu tř. C 30/37 – XA1 a vyztuženy byly

vázanou žebírkovou výztuží pevnostní třídy B500A.

Po vzniku trhlin a jejich nadměrném rozvoji (s výrazně větší šířkou než připouští

platná norma) na bočních stěnách nádrže AN01 nebyla druhá nádrž (AN02) uvedena

do provozu (projektant nedoporučil její zprovoznění). Následně bylo provedeno

geodetické zaměření obou nádrží včetně jejich svislosti a naklánění stěn (to bylo

provedeno i následně po zesílení a naplnění nádrže AN02, po vypuštění nádrže

AN01). Také byl zajištěn doplňkový inženýrsko-geologický průzkum včetně zjištění

kolísání hladiny podzemní vody pod nádržemi (podzemní voda je nepravidelně

čerpána) a dodatečné statické i expertní posudky včetně vyhodnocení změřených

šířek trhlin na provozované nádrži AN01. Na základě těchto posudků bylo rozhodnuto

o nutnosti zesílení dosud neužívané nádrže (AN02) ještě před jejím zprovozněním

a poté i o nutnosti zesílení a sanace již provozované nádrže (AN01).

Pro návrh zesílení a sanace nádrží byl sestaven prostorový statický a výpočtový

model obou nádrží – nádrže byly modelovány deskostěnovými, převážně

čtyřúhelníkovými prvky Mindlinovského typu (se zohledněním vlivu smykových sil

na rotaci hmotné normály). Modelovány byly i stávající nádrže, přičemž místo modulu

pružnosti betonu zde byl použit modul přetvárnosti (efektivní modul pružnosti)

staršího betonu, který byl ještě upraven (snížen) o odhad vlivu šířky trhlin v původně

provozovaných nádržích tak, aby ohybová tuhost stěn donedávna provozovaných

nádrží s rozvojem trhlin do 0,25 mm dala shodnou ohybovou tuhost i v sestaveném

modelu lineárního výpočtu pro nové nádrže. Vzájemné spolupůsobení dvou

střednicových ploch nové a staré nádrže bylo řešeno kontaktní plochou s přenosem

pouze tlakového napětí, protože při stavbě byla mezi obě stěny vkládána separační

vrstva, resp. v případě nádrže AN02 byla mezi obě základové betonové desky

starého i nového dna provedena vrstva hutněného štěrkopískového polštáře.

Protože výše uvedené řešení statického a výpočtového modelu vede na řešení

fyzikální nelinearity (s vyloučeným tahem v kontaktní vrstvě) s velkými nároky na

řešení sestavených rovnic (matic) tuhosti a jejich iteraci, byly obě úlohy odděleny –

u neřešené nádrže byla kontaktní plocha mezi stěnami zrušena a mezi základovými

deskami byla upravena na plný přenos napětí, takže nebyla požadována závislost


39

vodorovné deformace stěn staré a nové nádrže. Takto se podařilo iterační úlohu

vyloučeného tahu v kontaktní vrstvě omezit vždy na jednu (řešenou) nádrž, která byla

i hustěji dělena konečnými prvky (nezesilovanou nádrž bylo možné pokrýt podstatně

řidší sítí).

Z řešení statického modelu nádrže AN02 vyplynula nutnost zesílení dna, ve kterém

byla překročena únosnost (odolnost) železobetonového průřezu namáhaného

tahovou silou a ohybovým momentem, a rovněž i patních průřezů stěn, kde byla

vlivem působících ohybových momentů překročena limitní šířka trhlin. Zesílení dna je

ale technicky dosti složité, a stále ještě toto řešení negarantuje omezení šířky trhliny

pod limitní šířku. Proto bylo zvoleno řešení aktivně ovlivňující velikost tahové síly

v základové desce (betonovém dnu) nádrže. Toho lze dosáhnout pouze vytvořením

vodorovného stahujícího průvlaku (věnce) na hlavě betonových stěn staré nádrže, tj.

cca 4,9 m nade dnem nádrže.

Tento průvlak má průřez 850×750 mm na podélných stěnách, resp. 1200×750 mm

na příčných stěnách, a jsou do něj zabudovány vždy svazky předpínacích lan typu

Monostrand (tj. lan bez soudržnosti) – v podélných stěnách jsou svazky tvořeny šesti

lany a v příčných stěnách devíti lany. Lana jsou ve vodorovném směru trasována tak,

aby jejich zdvihový účinek působil proti hydrostatickému tlaku kapaliny (odpadní

vody) a zakončeny jsou ve sdružených kotvách. Hlavy podélných i příčných

obvodových stěn i vnitřních příčných stěn jsou dále staženy volně vedenými lany tak,

aby v nich byl vyvozen malý tlakový účinek (větší tlakový účinek u hlavy stěn ale

omezuje velikost potřebné stahující síly u dna). Tato lana jsou ukončena v příložných

kompaktních monokotvách, které jsou poplastovány, a na bocích stěn jsou lana

zafixována pomocí deviátorů. Lana jsou typu Y1860S7.

Protože nebylo možné ve všech stávajících železobetonových průřezech dodržet

požadovanou velikost limitní šířky trhlin v nádrži, byla po zesílení provedena vnitřní

izolační vystýlka nástřikem izolací FOSROC POLYUREA.

Volně vedená lana u hlav při vnitřním povrchu stěn nádrže (jedná se o obě příčné

vnitřní stěny, které mají lana vedena při jejich obou lících) jsou vůči případnému

poškození chráněna torkretem. Na vnějším povrchu obvodových stěn je jejich

ochrana pouze optická. U nádrže AN01 odpovídá zvolené řešení zesílení mezitím již

realizovanému návrhu statického zesílení nádrže AN02. Protože je však stávající

nádrž již poškozena trhlinami, byla část efektu předpínací síly využita na zpětné

zavření již vytvořených trhlin. Zároveň bylo nutné z technologických důvodů (již

existující trubní vedení) posunout výškopis vodorovného stahujícího průvlaku cca

3,25 m nade dno, což vedlo k nutnosti snížení hlav stěn stávající nádrže (odřezání

jejich hlavy). Proto bylo navrženo mírně odlišné trasování lan, které umožnilo zmenšit

betonový průřez. Ostatní technické řešení odpovídá zesílení nádrže AN02 včetně

vnitřní izolační vystýlky.

Závěr

Vodonepropustné konstrukce jsou zvláštních druhem betonových konstrukcí

vyžadujících komplexní návrh, jak ze statického hlediska, tak i z hlediska objemových

změn betonu, přičemž projektant musí zohlednit způsob provádění.


40


41


42


43


44


45


46


47


48


49


50


51


52


53


54


55


56


57


58


59

ZESILOVÁNÍ PRŮMYSLOVÝCH HAL

Ladislav Klusáček3

Úvod

Zesilování betonových a zděných konstrukcí inženýrských staveb (mosty, rámy, haly)

a zděných konstrukcí (zděné budovy občanské výstavby, radnice, kostely, věže,

zámky) se opírá o některé shodné teoretické a konstrukční přístupy. Příspěvek se

zaměří na jejich obecné představení a ukáže nejčastější způsoby použití.

Zesilování převážně ohýbaných železobetonových konstrukcí

Převážně ohýbanými železobetonovými konstrukcemi jsou v mostním stavitelství

trámové a deskové mosty, někdy zahrnované obecně do mostů rámových.

V inženýrských stavbách to mohou být nosné monolitické rámy, monolitické

i montované skelety, vodorovné nosné prvky průmyslových hal. U těchto typů

konstrukcí převládá z dvojice M, N především ohybový moment, velikost normálové

síly je malá, většinou zanedbatelná. Původní konstrukce byly dimenzovány buď

podle klasické teorie (mosty), nebo již podle mezních stavů. Při působení vnitřních

sil, zejména tedy ohybovém momentovém namáhání, se předpokládá průřez

porušený trhlinami a vnějšímu momentu vzdoruje průřez dvojicí sil danou tahovou

sílou ve výztuži a tlakovou sílou v tlačené části betonu.

Předpínání při zesilování je pak charakterizováno těmito základními vlivy a postupy:

1. Při následném předepnutí takto působících průřezů postačuje dosahovat

poměrně malého stupně předpětí (podle Bachmanna) k = 0,15 až 0,25. Oproti

plně předpjatému betonu (k = 1,0) se tedy dosáhne konstrukce blížící se spíše

železobetonu, než plně předpjatému betonu. Všechny negativní vlivy spojené

s působením plného předpětí na beton (ztráty smršťováním betonu,

dotvarováním betonu) se projevují, buď zanedbatelně, nebo ve zmírněných

hodnotách. To příznivě ovlivňuje nejen počty nutných přepínacích lan, ale i

složitost a pracnost návrhu vlastního zesílení.

2. Trhliny v ohýbaném železobetonu dosahují běžně šířek do 0,4 mm;

výjimečně dosáhnou po předchozím přetížení šířek na okraji průřezu kolem

1 mm. Již před lety bylo na pokusných částečně předpjatých nosnících

ukázáno, že trhliny otevřené při maximálním zatížení do cca 0,5 mm se po

odeznění zatížení běžně zavírají (působící přepínací silou) bez negativních

projevů (drcení betonu v okolí trhliny apod.). Při stupních předpětí podle 2.1

se neutrální osa průřezu posouvá jen málo, rozhodně původní průřezy

nepřecházejí v plně předepnuté. Tomu odpovídá uzavírání trhlin kolem středu

průřezu, které mají zpravidla šířky do 0,5 mm a tedy přebírání tlakové síly

od předpětí průřezem již dříve porušeným trhlinkami je možné bez problémů.

3 Ladislav Klusáček, doc., Ing., CSc., Ústav betonových a zděných konstrukcí FAST VUT, Veveří 95,

602 00 Brno, www.fce.vutbr.cz, Tel.: +420 541 147 854, Email: [email protected]


60

3. Při návrhu zesílení předpětím se s výhodou používá především metoda

vyrovnání zatížení, známá z návrhu nových předpjatých mostních konstrukcí

jako LBM (Load Balance Method). Jde o takový návrh především přidané

soustavy radiálních sil vyvolaných přepínacími silami, jejichž momentový

účinek bude přibližně afinní k momentům způsobeným vlastní tíhou

konstrukce. Přitom lze s výhodou využívat přímé i zakřivené dráhy předpětí

(viz bod 2.4). Smyslem je uvolnění dimenzačního momentu původního

průřezu od významné části vlastní tíhy; tím se zvětšuje jeho část využitelná

pro přenos nahodilých zatížení. Zvětšení pak je velmi efektivní, běžně lze

např. navrhovat 200 až 300% zesílení zatížitelnosti mostních konstrukcí.

Přepínací soustava se realizuje jedno nebo vícelanovými (většinou

třílanovými) kabely, jež je možné umístit vně průřezu nebo i dovnitř stávajících

průřezů. Při zesilování spojitými kabely se významně redukují také působící

posouvající síly od vlastní tíhy, což je mnohdy stejně významné, jako redukce

momentů.

4. Při umístění přepínací soustavy uvnitř průřezu se u některých vhodných

typů konstrukcí s výhodou využívá metody náhradních kabelových kanálků.

Jde o náhradní kabelové kanálky zhotovené v původní železobetonové

konstrukci většinou diamantovým vrtáním s výplachem, někdy i vrtáním

příklepovým. Tuto metodu je možné použít zejména u deskových mostů, dále

pak u trámových mostů středních rozpětí a u zábradelních mostů, kde jsou

mezery mezi původní výztuží běžně kolem 50 až 60 mm. V jiných, méně

vhodných případech, je nutné staticky započítat vliv oslabení původní

konstrukce přerušením výztuže, případně umístit přepínací soustavu mimo

původní železobetonové průřezy, ovšem za cenu konstrukčních komplikací.

5. Zesílená, původně převážně ohýbaná, konstrukce je zesílena především

tím, že se účinky vlastní tíhy konstrukce zmenšují vhodně navrženou

přepínací soustavou. Výsledný efekt zesílení se tedy neprojevuje dominantně

vyšší únosností průřezů, ať už se posuzují podle klasické teorie (mosty), nebo

podle mezních stavů (inženýrské konstrukce), i když jistý efekt zvýšení

únosnosti samotného zesíleného železobetonového průřezu se také projeví.

Jde zde o posun neutrální osy původně čistě ohýbaného průřezu, který se

projeví zvětšením tlačené oblasti betonu průřezu, neboť ten se stává

po částečném předepnutí mimostředně tlačeným. Zde lze také hovořit

i o teoretickém ztužení zesíleného průřezu konstrukce vzhledem k tomu, že se

zvětšují ideální momenty setrvačnosti a tím celková tuhost průřezu. Při reálně

používaných stupních předpětí podle 2.1 je ale tento efekt ztužení malý

a prakticky se na zesílených konstrukcích neprojevuje.

6. Pro zajištění dlouhodobé spolehlivosti se používá výhradně přepínací

výztuž ve formě přepínacích lan obalovaných již ve výrobě PE nebo PP

trubkami spolu s vyplněním všech konstrukčních mezírek mezi lanem

a obalem pasivační antikorozní hmotou (monostrandy Ls 15,2; Ls 15,5;

Ls 15,7 mm NPE). Systémy antikorozních ochran jsou předmětem patentové

ochrany jednotlivých konkrétních výrobců. Takto vytvořená primární ochrana


61

přepínací výztuže proti korozi se doplňuje zásadně sekundární ochranou,

kterou tvoří dodatečně provedené betonové krytí, nebo injektáž náhradních

kabelových kanálků spolu s betonem nosníků, ve kterých jsou vytvořeny.

V letech 1990 až 2000 se používaly kotevní systémy jednolanová objímka +

roznášecí ocelová deska bez dodržení primární ochrany, dnes je běžné

hlavně u mostů používání zapouzdřených kotevních systémů a přepínací lano

použité k zesílení je plně antikorozně a mechanicky chráněno v celém rozsahu

své délky.

Zesilování svislých železobetonových sloupů

Svislé železobetonové sloupy se uplatňují mimo jiné v systémech monolitických nebo

montovaných jednopodlažních průmyslových hal. Při změnách technologie se často

i zde vyskytuje požadavek na zvýšení jejich únosnosti, hlavně pro přenos zvětšeného

zatížení únosnějšími portálovými jeřáby.

Tyto konstrukce přenášejí kromě svislých účinků i vodorovné síly, a ty většinou

převládají a jsou pro dimenzování sloupů rozhodující. Z dvojice sil M, N působících

ve vetknutí sloupů do základové konstrukce se tedy uplatňuje hlavně ohybový

moment, zatím co ve svislé únosnosti je většinou rezerva. A právě z toho se vychází

při zesilování těchto sloupů dodatečným svislým předpětím: působící dvojice sil Md,

Nd se v součtu se svislou centricky působící přepínací silou posunuje do vyhovující

oblasti interakčního diagramu průřezu sloupu.

Zesilování krátkých konzol jeřábových drah

Krátké konzoly železobetonových sloupů jeřábových drah jsou konstrukce namáhané

ohybovým momentem a posouvající sílou Md a Vd. Při zvýšených hmotnostech

jeřábů roste významně posouvající síla, ohybové momenty se tolik nezvětšují díky

modernějším pohonům. Zesilování krátkých konzol dodatečným předpětím vnáší

do konstrukce další sílu – přepínací sílu Np. V samotném betonu konzoly nastává

složitější stav napjatosti, při kterém roste únosnost betonu vlivem dvojosé napjatosti.

To lze vyjádřit např. podle teorie pružnosti, avšak v současnosti se návrh

dodatečného předpětí provádí pomocí stěnových modelů MKP. Základní myšlenkou

návrhu je převedení hlavních tahových napětí vlivem vhodně přiloženého předpětí na

napětí tlaková. Beton potom nemůže být porušován trhlinami a únosnost konstrukce

se výrazně zvyšuje. Návrh je vhodné kontrolovat metodou vzpěra – táhlo.

Vhodným použitím metody náhradních kabelových kanálků podle 2.4 je možné

vlastní konstrukční provedení realizovat zcela jednoduše; přepínací kabely jsou

po celé své dráze chráněny betonem původní konzoly, na čelních plochách sloupů

a konzol se nacházejí pouze zapouzdřené kotvy. Předpínáním bez pokluzu

nebo eliminací pokluzu se ztráty předpětí udržují v přijatelných mezích. Navíc lze

měřením deformace betonu prokázat nejenom efekt vlastního předepnutí, ale i míru

jeho odčerpání při zatížení a tedy i bezpečnost zesilovacího opatření.


62

Závěr

Při praktickém návrhu a realizaci zesílení konstrukcí předpětím je možné aplikovat

poměrně široký rejstřík možností, jež byly v příspěvku představeny. Tím není

problematika zcela vyčerpána a jednotlivé přístupy je možné kombinovat podle

konstrukčních odlišností konkrétně zesilované konstrukce.

Důraz byl kladen na představení základních přístupů k zesilování předpětím. Jde

o aktivní sanační zásah, kterým se záměrně přerozděluje namáhání v zesilované

konstrukci tak, aby se v konečném důsledku lépe využilo příznivých vlastností betonu

či zdiva, nebo aby se staticky vhodně upravila soustava sil působících na konstrukci.

Literatura

[1] Bažant, Z., Klusáček, L.: Statika při rekonstrukcích objektů. skriptum FAST

VUT v Brně, CERM, Brno, poslední vydání 2012

[2] Chalabala, J., Klusáček, L., Pěnčík, J., Solařík, M.: Beton TSK 5/2002 Zvýšení

únosnosti jeřábových drah u železobetonových montovaných konstrukcí

[3] Český užitný vzor: Zesílený nosník – číslo dokumentu 14466, PEEM

[4] Klusáček, L., Oprava mostu přes Bečvu ve Vsetíně – část zesílení

železobetonové spojité desky o dvou polích l = 2 x 22 m na zatěžovací třídu A.

Projektová dokumentace 2001. Realizace 2001 až 2002.


63


64


65


66


67


68


69


70


71


72


73


74


75


76


77


78


79


80


81


82


83

VZNIK A NÁSLEDKY HAVÁRIÍ A STATICKÉ PORUCHY

STAVEBNÍCH KONSTRUKCÍ

Zdeněk Bažant4

Úvod

Příspěvek se zabývá poruchami staveb a jejich následky. Při zpracovávání

znaleckých posudků, či dobrozdání a posudků ÚBZK FAST VUT v Brně,

či ve spolupráci se znaleckými ústavy a na žádosti soudů, je možné se setkat s celou

řadou různých poruch stavebních konstrukcí, které vyžadují buď rozsáhlou

a nákladnou opravu, nebo i celkové odstranění stavby. Součástí tohoto textu

je prezentace různých havárií, uvedeny jsou i závěry posudků.

Podklady pro citované havárie a následné poruchy staveb byly získány vždy na místě

samém, obvykle těsně po události. Každá z uvedených lokalit a staveb byla pečlivě

prohlédnuta, fotograficky a písemně dokumentována, často s použitím geodetického

zaměření. Vyhodnocení materiálů bylo zajištěno ve spolupráci s ÚSZ FAST VUT

v Brně (doc. Schmid, Ing. Cikrle, Ing. Anton) problémy inženýrské geologie byly

řešeny ve spolupráci s ÚGT FAST VUT v Brně (doc. Paseka).

Nárazy vozidel

Nárazy vozidel do stavby mají obvykle velké následky ve smyslu poškození objektu.

Byly uvedeny dva příklady:

a) Vstupní objekt do průmyslové zóny podniku byl poškozen nárazem nákladního

vozidla do překladu nad vjezdem. Úder poškodil jak beton, tak i přetrhal

taženou výztuž překladu a navíc poškodil i subtilní kazetové desky překrytí

vjezdu [3]. Výsledkem bylo doporučení celkové demolice průvlaků a střechy.

Je třeba upozornit, že kazetové střešní desky již obecně nebývají v dobrém

stavu a je lépe je při jakékoliv úpravě stavby vyměnit.

b) Náraz nákladního vozidla do rohu rodinného domu zničil štítovou stěnu

stavby, postavenou z plynosilikátových tvárnic [3], přerušil věnec a v přilehlém

zdivu z vepřovic vyvolal trhliny. Poškozeny byly i instalace a zčásti

zdeformován i krov.

V některých částech stavby byly použity nepálené cihly (vepřovice) [1]. O nepálených

hliněných cihlách (vepřovicích) je známo, že pokud zvlhnou výrazně se sníží jejich

pevnostní a izolační parametry. Je tedy třeba se proti účinkům vlhkosti bránit

vhodnou izolací a zabráněním promočení zdiva – např. srážkovou vodou

z porušených žlabů a svodů. V dostupné odborné literatuře (např. [2]) je uváděna

obvyklá pevnost v tlaku nepálených hliněných cihel 0,6 až 2,5 MPa a objemová

4 Zdeněk Bažant, doc., Ing., CSc., Ústav betonových a zděných konstrukcí FAST VUT, Veveří 95, 602

00 Brno, www.fce.vutbr.cz, Tel.: +420 541 147 862, Email: [email protected]


84

hmotnost 1500 až 1850 kgm-3. Z hlediska pevnosti lze hodnotit zabudovaná kusová

staviva v místech s rovnovážnou vlhkostí materiálu za kvalitní.

Bylo nutné znovu vystavit objekt až po vstup do domu. Náklady na opravu byly

značné.

Narušení stability terénu

Odtěžením paty svahu bývalého zasypaného hliniště mělo být získáno místo

pro nový objekt [4]. Na jeho místě stála dříve zchátralá stavba, která byla nejprve

zbourána. Po jejím odstranění byl postaven nový objekt. V krátké době, ještě během

dokončovacích prací na této stavbě, došlo k narušení stability svahu a k odtržení

mohutné svahové vrstvy s následnými velkými škodami:

a) V koruně svahu vznikly mohutné odtrhy, které ohrožovaly nové rodinné domy,

zde stojící. Terén výrazně poklesl (cca 3,0 m v délce cca 100,0 m), poškozen

byl plot a zahrada.

b) Pohyb svahu vyvolal v patě svahu a po svahu další výrazné změny reliéfu

terénu.

c) V patě svahu byl zcela zničen nasouvající se zeminou nově stavěný objekt,

opěrné zídky na svahu se zdeformovaly a stropy blízkých garáží byly

přetíženy masou hlíny.

Zajištění svahu bylo provedeno nákladnou železobetonovou kotvenou stěnou podle

zvláštního projektu.

Výbuchy plynu

Výbuchy plynu mají vždy devastující účinky na stavby:

a) V rekreační oblasti vyvolala nepovolaná osoba záměrný výbuch novostavby

objektu malé restaurace, aby zahladila stopy vloupání. Došlo k totální škodě

stavby a k následnému požáru. Stavbu bylo doporučeno odstranit.

b) V menším městě byl v obytném domě úmyslně vyvolán výbuch plynu a

následný požár se ztrátou lidských životů. Jednalo se o montovaný, nepříliš

tuhý objekt. Následky havárie se projevily i ve vedlejších přilehlých stavbách.

Objekt byl odstraněn, zbylé stavby staženy podélnými a příčnými

předpínacími lany. Provedení předpětí nebylo optimální.

c) V obytné lokalitě s řadou obytných zděných domů se bezdomovec vloudil do

prázdného bytu v nejvyšším podlaží a zřejmě záměrně pustil plyn a odešel.

Následný výbuch zničil byt a zdemoloval celý dům. Bylo nutné vyklidit dům a

části přilehlého vedlejšího domu (tj. místnosti, přilehlé k oblasti detonace).

Dům nebylo nutné odstranit, byla zajištěna pouze nákladná oprava. Také

vedlejší dům bylo nutné opravit.

Požár

Oheň je také zdrojem závažných poruch. Oprava konstrukcí vystavených ohni je

možná pouze po pečlivé prohlídce a po ověření kvality betonu. Betonový jádrový


85

vývrt a vzorky oceli, odebrané z kritických míst, by měly být vždy po požáru zkoušeny

v laboratoři na pružnost a pevnost.

U železobetonových a předpjatých betonových konstrukcích je ochrana výztuže před

ohněm do jisté míry zajištěna jejím uložením v betonu (krytím). Tato krycí vrstva je

významná především pro zpomalení účinku ohně – čím hlouběji je výztuž uložena v

betonu, tím později se dosáhne kritické teploty u oceli, která se udává pro měkkou

výztuž hodnotou cca 500o – 600o C. Snížení pevnosti betonu není v případě požáru

podstatné ve srovnání se snížením pevnosti oceli. Proto ocel může být považována

za nepoškozenou pouze tehdy, jestliže teploty během ohně zůstaly mírné a

nepřestoupily zmíněnou kritickou mez. V tomto případě může být oprava omezena

pouze na beton. Může např. zahrnovat odstranění ohněm poškozené vnější vrstvy

betonu a torkretování konstrukce tak, aby bylo dosaženo původního rozměru prvku.

K nechráněné oceli je třeba poznamenat, že s rostoucí teplotou klesá zejména její

mez kluzu a modul pružnosti – obvyklou hranicí je teplota cca 300o C. Navíc

u staticky neurčitých konstrukcí vznikají v konstrukční soustavě přídavné silové

účinky, které mohou vést k dalšímu výraznému snížení únosnosti. Podrobněji se

účinky požáru rozebírají v [1].

Požár průmyslového staršího dřevěného objektu vznikl zřejmě od vadného

elektrického spotřebiče. Objekt byl totálně zničen, zejména bylo nevratně poškozeno

drahé strojní vybavení. Byla doporučena totální destrukce objektu.

Účinky kořenů stromů

Problematický je i vliv okolní vegetace na stavebně-statický stav objektu [5]. Stále je

možné se setkat s názory, že stromy poblíž stavby nemají na její stav zásadní vliv.

Vždy ovšem platí, že vysušování základové půdy od kořenů stromů (transpirace)

musí být posuzováno individuálně, neboť jeho dosah bývá obvykle velký (většinou se

předpokládá ve velikosti půdorysu koruny stromu). Studie účinku stromů na stavby

ukazují, že kořeny stromů jsou opatřeny čidly, která směřují část kořenů tam, kde je

v podloží vlhčí nebo zvodnatělá půda; přitom pod objekty je zpravidla vlhkost zemin

o 4 – 5% vyšší než v sousedství. Kořeny stromů se pak orientují pod stavbu, vyvozují

v přijímané vodě podtlak a způsobují horizontální tahová napětí v zemině, která

mohou vyvolat vodorovné posuny a tedy i poruchy základů.

V poslední době je stále častěji možné se při stavebně-geologických průzkumech

setkávat s těžce poškozenými menšími stavebními objekty (např. rodinnými domy) i

většími stavbami (objekty občanské vybavenosti, zámky, kostely apod.). Tato

poškození se projevují často mohutnými trhlinami svislými nebo šikmými,

vycházejícími z podzákladí a od základu stavby a poklesy základů a nadzákladového

zdiva. Jejich stavebně-statické následky bývají obvykle velmi vážné, v mnoha

případech je třeba zajišťovat nákladné statické zajištění, v některých případech bylo

nutno stavbu zčásti nebo i celou odstranit.

Z neznalosti jsou tyto poruchy často přisuzovány špatně provedené stavbě,

nedostatečnosti základů apod. V mnoha případech jde však o přímý vliv kořenových

systémů blízkých stromů a keřů, které odebíráním vody z jílovitého podloží


86

nepříznivě ovlivňují tuhost stavby – dochází ke smršťování zemin a k potrhání stavby

v důsledku nerovnoměrného sedání.

Problémy s vegetací nastávají zejména u stavebních pozemků, kde se v podzákladí

vyskytují nebo mohou vyskytovat jílovité zeminy.

Jílovité zeminy jsou takové, u nichž převážná část zrn je menší než 0,002 mm.

Kromě rozměru zrna se zde však výrazně uplatňuje i mineralogické složení. Tím je

dána podstatná vlastnost jílů – jíly při stejném zrnitostním složení a stejné vlhkosti se

mohou chovat odlišně. Jak je všeobecně známo, jíly jsou zeminy objemově nestálé a

smršťují se.

Smršťování zemin je zmenšování jejich objemu při snižování vlhkosti za normálních

podmínek (teploty a tlaku) a je vysvětlováno existencí podtlaku v pórové vodě. Tento

podtlak může vzniknout působením řady faktorů (např. vysycháním, sáním kořenů

vegetace apod.).

Fyzikální a mechanické vlastnosti jílovitých zemin jsou výrazně závislé od vlhkosti.

Nejsou tedy stálé, nýbrž proměnné a jejich proměnlivost lze orientačně posoudit

z vodního režimu půdy, stanoveného na základě vodní bilance. V této souvislosti je

třeba poznamenat, že blízké stromy působí na stavby velmi nepříznivě.

Zejména nebezpečný je vliv listnatých stromů, jehličnany ovlivňují podzákladí méně, i

když jejich nepříznivý vliv nelze podceňovat. Vzrostlé listnaté stromy i keře potřebují

značné množství vody k regulaci teploty listů ve vegetačním období (od druhé

poloviny dubna do konce října). V tomto období odebírají kořeny stromů z půdy

podzemní vodu z plošné oblasti, hloubky a v množství odpovídající druhu stromu,

místním podmínkám a dlouhodobým klimatizačním poměrům.

Transpirace stromů způsobuje podstatně intenzivnější vysychání zeminy, zejména

v klimaticky suchých obdobích, v nichž stromy zápasí o přežití a svými kořeny

odsávají vodu z větších vzdáleností a hloubek. V důsledku nerovnoměrných změn

vlhkostí dochází též k nerovnoměrnému smršťování jílů, které ve vodorovných

směrech působí potrhání jílů s charakteristickými svislými plochami trhlin, ve svislém

směru pak poklesy myšlených horizontálních rovin. Tyto poklesy jsou největší

u stromu a se zvětšující se vzdáleností od stromů se zmenšují, až konečně vymizí.

Nachází-li se stavební objekt přímo v oblasti vznikající poklesové kotliny dochází

k poklesu a případně k rozevření základové spáry s následným porušením budovy.

Pokud se rozsah poklesové kotliny dále zvětšuje, dochází ke stavu, že se konstrukce

ve staticky nejslabším místě roztrhne průběžnou svislou trhlinou ve stěnách i

stropech, která umožňuje naklánění celé utržené části objektu. Může vzniknout i více

průběžných trhlin. Vytváření šikmých trhlin se vznikem os otáčení je patrné i na

betonových podlahách sklepů, které vykazují více rovnoběžných trhlin, vzniklých

zlomením podlahy na vypuklé ploše poklesové kotliny. Poklesová kotlina způsobená

vysycháním a smršťováním jílů vlivem transpirace stromů, může nabývat značného

rozsahu. V důsledku toho jsou poškozovány stavební objekty i na větších

vzdálenostech od stromů.

Krátkodobá suchá období však mají na vznik poruch poměrně malý vliv, pokud

dlouhodobé srážkové poměry jsou normální.


87

Vysychání jílovitých zemin vykazuje též známky na terénu, např. poklesem povrchu

(patrném u stěn budov), rozpraskáním a roztrháním zeminy z povrchu až do větších

hloubek. Nepropustné úpravy povrchu terénu znemožňují průsak srážkových vod do

půdy a mohou být jedním ze zhoršujících vlivů podmínek pro vznik poruch.

U jemnozrnných zemin tříd F7 a F8 se doporučuje nejmenší hloubka založení 1,6 m

pod upraveným povrchem území. K vysychání základové půdy způsobenému

vegetací (především sáním kořenů stromů) lze poznamenat, že je třeba ho řešit

individuálně.

Uvedená hloubka základové spáry (1,6 m) může vyvolat nespokojenost investora

s růstem nákladů na základové konstrukce. Přitom je navíc vhodné základy opatřit

věncovou výztuží a tak se vyvarovat možnosti většího porušení. Je pochopitelně

možné řešit založení i jinak, např. použitím základové desky nebo založit stavbu

hlubině.

Přitom je u zemin s vysokou plasticitou (wL ≥ 70%) třeba dokonce volit hloubku

založení minimálně 2,0 m pod terénem. Tato hloubka založení se však týká jen

případů vysušování půdy přímým výparem (evaporací). Případy vysušování od

kořenů (transpirace) musí být posuzovány podle situace na místě samém, neboť u

nich hloubkový dosah vysoušení bývá mnohem větší.

Z uvedeného plyne požadavek, aby listnaté stromy nebyly vysazovány blíž k

budovám než je 2,5 násobek jejich budoucí výšky, u jehličnatých stromů je tato

vzdálenost asi jednonásobek jejich budoucí výšky. Pochopitelně, toto konstatování je

závažné pro vnější vzhled pozemků a staveb na nich stojících, neboť vegetace

prostor esteticky výrazně ovlivňuje.

Vysazovat stromy blíž než je doporučené, se záměrem, že bezprostředně kolem

objektů bude udržována vlhká zemina kropením nebo jiným zavodňováním, je

nebezpečné. Vlhčí základová půda k sobě přitáhne kořeny stromů a ty pak v době,

kdy nebude okolí zavlažováno, snadno proniknou pod budovu.

Jsou však nebezpečí, která hrozí takto porušeným domům a jejím uživatelům. Velmi

vážný problém představují různá instalační vedení, která v důsledku zvětšování

rozevření trhlin se natahují a mohou se roztrhnout. Poruchy na kanalizačních a

vodovodních instalacích mohou být velmi nepříjemné; nicméně přerušení plynových

potrubí a elektrorozvodů mohou mít katastrofální následky. Proto při určitém stupni

porušení, nezbývá než vyloučit objekt z užívání a uzavřít či odpojit všechna instalační

vedení. Při větších vodorovných posunech zdiva může také vzniknout nebezpečí

zmenšení uložení stropních či schodišťových konstrukcí, vedoucí až k pádu částí

stavby.

Pro redukci změn v podzákladí obvykle postačí vykácet listnaté stromy.

Byly uvedeny tři případy:

a) Kořeny stromů těžce poškodily vnější schody – strom by odstraněn.

b) Kořeny stromů se orientují vždy pod stavbu – doporučeno stromy vykácet.

c) Strom, rostoucí u zdi zámku, vyvolal poruchy objektu a při kácení došlo k

destrukci části stavby.


88

Vadný statický výpočet

Vadný výpočet a provedení základních prvků monolitického železobetonového

rozestavěného objektu (betonáž do tvarovek) způsobil, že došlo již v 1.NP.

(provedena byla pouze podzemní a první nadzemní podlaží) k destrukci nosných

konstrukcí. Havárie byla urychlena postupným odcizováním podpůrných konstrukcí.

Dům byl odstraněn.

Literatura

[1] Bažant, Z., Klusáček, L.: Statika při rekonstrukcích. CERM Brno, 5. vydání,

08/2010, ISBN 978-80-7204-692-8

[2] Pume, D., Čermák, F.: Průzkumy a opravy stavebních konstrukcí. Praha,

Arch 1998

[3] Rochla, M.: Stavební tabulky. SNTL Praha. 1970

[4] Geologická mapa ČR. 1990

[4] Paseka A., Bažant Z.: Vliv vegetace při poruchách staveb. Materiály

pro stavbu, 8/2005, ISSN 1213-0311, Praha


89


90


91


92


93


94


95


96


97


98


99


100


101


102


103


104

Školicí materiál pro seminář

REKONSTRUKCE A SANACE

Ing. Jan Koláček, Ph.D. a kolektiv

Text neprošel odbornou ani jazykovou úpravou. Kvalita obrázků, grafů a schémat je

závislá na kvalitě dodaných materiálů.

Za původnost a správnost příspěvků odpovídají autoři.

Vydavatel: Vysoké učení technické v Brně, Fakulta stavební, Veveří 331/95, 602 00

Brno

Vytiskl: Ing. Vladislav Pokorný – LITERA, Tábor 43a, 612 00 Brno

Náklad: 80 výtisků

Vydání první

Vyšlo v květnu 2014

ISBN 978-80-214-4934-3

Ing. Jan Koláček, Ph.D. a kolektivISBN 978-80-214-4934-3Brno

Documents

Školicí materiál pro seminář REKONSTRUKCE A SANACE