tunely a podzemnÍ konstrukce - betontks.cz · t Éma development of underground construction...

5 / 2 0 0 9

T U N E L Y A P O D Z E M N Í K O N S T R U K C E

SVAZ VÝROBCŮ CEMENTU ČR

K Cementárně 1261, 153 00 Praha 5

tel.: 257 811 797, fax: 257 811 798

e-mail: [email protected]

www.svcement.cz

SVAZ VÝROBCŮ BETONU ČR

Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4

tel.: 246 030 153


www.svb.cz

SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH

KONSTRUKCÍ

Sirotkova 54a, 616 00 Brno

tel.: 541 421 188, fax: 541 421 180

mobil: 602 737 657


www.sanace-ssbk.cz, www.ssbk.cz

ČESKÁ BETONÁŘSKÁ

SPOLEČNOST ČSSI

Samcova 1, 110 00 Praha 1

tel.: 222 316 173

fax: 222 311 261


www.cbsbeton.eu

1 0 / S O U Č A S N Ý S T A V N E J D E L Š Í C H S V Ě T O V Ý C H Ž E L E Z N I Č N Í C H T U N E L Ů

/ 1 6

/ 5 8

/ 5 1

/ 2 8

T U N E L O V Ý K O M P L E X B L A N K A N A M Ě S T S K É M O K R U H U V P R A Z E

O C E L O V É B E D N I C Í F O R M Y P R O R E A L I Z A C I T U N E L Ů

V Ý V O J A S O U Č A S N Ý S T A V P O U Ž I T Í B E T O N U

K R Á L O V O P O L S K É T U N E L Y V B R N Ě

4 6 /

4 4 /

N E V Y Z T U Ž E N É B E T O N O V É K L E N B Y Ž E L E Z N I Č N Í C H T U N E L Ů N O V É H O S P O J E N Í

D E F I N I T I V N Í O S T Ě N Í K A B E L O V É H O T U N E L U V L T A V A

3 4 / D E F I N I T I V N Í O S T Ě N Í T U N E L Ů S O K P 5 1 3

B E T O N • 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 5 / 2 0 0 9 11

Ročník: devátýČíslo: 5/2009 (vyšlo dne 13. 10. 2009)Vychází dvouměsíčně

Vydává BETON TKS, s. r. o., pro:Svaz výrobců cementu ČR Svaz výrobců betonu ČR Českou betonářskou společnost ČSSISdružení pro sanace betonových konstrukcí

Vydavatelství řídí: Ing. Michal Števula, Ph.D.Šéfredaktorka: Ing. Jana Margoldová, CSc. Produkce: Ing. Lucie Šimečková

Redakční rada:Doc. Ing. Vladimír Benko, PhD., Doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc., Ing. Jan Gemrich, Prof. Ing. Petr Hájek, CSc. (před seda), Prof. Ing. Leonard Hobst, CSc. (místo-předseda), Ing. Jan Hrozek, Ing. Jan Hutečka, Ing. arch. Jitka Jadrníčková, Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc., Ing. Milan Kalný, Ing. arch. Patrik Kotas, Ing. Jan Kupeček, Ing. Pavel Lebr, Ing. Milada Mazurová, Doc. Ing. Martin Moravčík, Ph.D., Ing. Hana Némethová, Ing. Milena Paříková, Petr Škoda, Ing. Ervin Severa, Ing. arch. Jiří Šrámek, Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA, Prof. Ing. RNDr. Petr Štěpánek, CSc., Ing. Michal Števula, Ph.D., Ing. Vladimír Veselý, Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc.

Grafický návrh: DEGAS, grafický ateliér,Heřmanova 25, 170 00 Praha 7

Sazba: 3P, s. r. o., Radlická 50, 150 00 Praha 5

Tisk: Libertas, a. s.Drtinova 10, 150 00 Praha 5

Adresa vydavatelství a redakce:Beton TKS, s. r. o. Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4www.betontks.cz

Redakce, objednávky předplatného a inzerce:tel.: 224 812 906, 604 237 681, 602 839 429e-mail: [email protected]

[email protected]

Roční předplatné: 540 Kč (+ poštovnéa balné 6 x 30 = 180 Kč), cena bez DPH21 EUR (+ poštovné a balné 7,20 EUR), cena bez DPH, studentské 270,- Kč (včetně poštovného, bez DPH)

Vydávání povoleno Ministerstvem kultury ČR pod číslem MK ČR E-11157ISSN 1213-3116Podávání novinových zásilek povoleno Českou poštou, s. p., OZ Střední Čechy, Praha 1, čj. 704/2000 ze dne 23. 11. 2000

Za původnost příspěvků odpovídají autoři.Označené příspěvky byly lektorovány.

Foto na titulní straně: Výztuž definitivního ostění ražené části tunelu Blanka v Praze foto: Jakub Karlíček, Satra, spol s r. o.

BETON TKS je přímým nástupcem časopisůBeton a zdivo a Sanace.

O B S A H

Ú V O D N Í K

Ivan Hrdina / 2

T É M A

POSLEDNÍ DESET I LET Í VE VÝVOJ I PODZEMNÍHO STAV ITELSTV Í V ČRJiří Barták / 3

SOUČASNÝ STAV NEJDELŠ ÍCH SVĚTOVÝCH ŽELEZNIČNÍCH TUNELŮ

Matouš Hilar / 1 0

S T A V E B N Í K O N S T R U K C E

TUNELOVÝ KOMPLEX BLANKA NA MĚSTSKÉM OKRUHU V PRAZE

Ludvík Šajtar, Pavel Šourek, Jan L. Vítek / 1 6

HLOUBENÉ TUNELY LETNÁ – ČELNĚ ODTĚŽOVANÉ TUNELY

Petr Jelínek, Josef Richtr / 2 6

KRÁLOVOPOLSKÉ TUNELY V BRNĚ

Josef Bača / 2 8

DEF IN IT IVN Í OSTĚNÍ TUNELŮ SOKP 513 – OD PROJEKTU K REAL IZAC I

Radan Bohman, Libor Mařík, Pavel Stibal / 3 4

DEF IN IT IVN Í OSTĚNÍ KABELOVÉHO TUNELU VLTAVA

Michal Sedláček / 4 4

NEVYZTUŽENÉ BETONOVÉ KLENBY ŽELEZNIČNÍCH TUNELŮ NOVÉHO SPOJEN Í

Miroslav Marek, Radomír Pukl, Michal Gramblička, Michal Sedláček / 4 6

M A T E R I Á L Y A T E C H N O L O G I E

VÝVOJ A SOUČASNÝ STAV POUŽ IT Í BETONU NA PODZEMNÍCH STAVBÁCH V ČRMiroslav Uhlík / 5 1

BETONY ŽELEZNIČNÍCH VÍTKOVSKÝCH TUNELŮ NOVÉHO SPOJEN Í V PRAZE

Michal Gramblička, Michal Beňovič, Václav Braun / 5 4

OCELOVÉ BEDNIC Í FORMY PRO REAL IZAC I TUNELŮ

Petr Merta / 5 8

V Ě D A A V Ý Z K U M

ANALÝZA PŘESYPANÝCH TENKOSTĚNNÝCH KLENEB

Vladimír Houšť, Jiří Stráský / 6 0

NUMERICKÉ MODELOVÁNÍ ŽELEZOBETONOVÉHO SEGMENTOVÉHO OSTĚNÍ

Michal Šejnoha, Jan Pruška / 6 6

NEL INEÁRNÍ ANALÝZA NEVYZTUŽENÉHO BETONOVÉHO DEF IN IT IVN ÍHO OSTĚNÍ

Michal Sedláček, Radomír Pukl / 7 2

EXPER IMENTÁLNÍ MĚŘENÍ DEF IN IT IVN ÍCH TUNELOVÝCH OSTĚNÍ

Pavel Šourek, Jan L. Vítek, Josef Aldorf, Lukáš Ďuriš / 7 4

NAVRHOVÁNÍ S POUŽ IT ÍM MODELŮ NÁHRADNÍ PŘ ÍHRADOVINY

Jiří Šmejkal, Jaroslav Procházka / 8 0

HODNOCENÍ MOSTŮ Z HLED ISKA LCCDaniel Macek, Dana Měšťanová / 8 6

S P E K T R U M

FRITZ LEONHARDT (1909 – 1999) Karel Dahinter / 8 9

GLOBÁLNÍ BANKA ROSTL INNÝCH SEMEN NA ŠPICBERKÁCH

Jana Margoldová / 9 4

A K T U A L I T Y

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA / 9 6

F I R E M N Í P R E Z E N T A C E

PERI / 9ITA/AITES / 1 5SATRA / 2 5Mott MacDonald / 3 3Fine / 4 3Betosan / 5 7Červenka Consulting / 5 7Ing. Software Dlubal / 6 3Atlas Copco / 8 5SMP CZ / 9 3VSL SYSTÉMY (CZ) / 3 . S T R . O B Á L K Y

Liapor / 4 . S T R . O B Á L K Y

V Á Ž E N Í Č T E N Á Ř I Č A S O P I S U B E T O N T K S , V Á Ž E N Í P Ř Á T E L É !

Ú V O D N Í K

2 B E T O N • 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 5 / 2 0 0 9

E D I T O R I A L

Beton jako stavební materiál, technologie betonu, pomocí které lze připravovat beton s různými vlastnostmi a specifickým způso-bem jej aplikovat pro nejrůznější konstruk-ce, i sanace betonu – to vše nachází uplat-nění v podzemním stavitelství. A někdy je to uplatnění skutečně výjimečné až unikátní.

Mám na mysli například aplikaci stříka-ného betonu v mimořádných podmínkách nízkých teplot za velkých přítoků podzem-ní vody, se kterými jsme se např. potkali při ražbě tunelů na Islandu. Naopak v bázo-

vých alpských tunelech se stříkaný beton nanáší ve výrubu na skalní horniny, jejichž povrchová teplota přesahuje 40 °C. Nebo skutečnost, že složení a vlastnosti čerstvého stříkaného betonu musí sice umožnit počáteční deformaci výrubu, ale posléze urychleně zabránit rozvolnění horninového masivu.

Obdobně použití betonu v definitivních monolitických ostě-ních tunelů má svá specifika, z nich některá jsou v tomto čísle časopisu BETON TKS zmíněna. I použití samozhutnitelného betonu zde přichází v úvahu.

Prefabrikovaný beton má také významné použití v pod-zemních stavbách. Aktuálnost montování tunelového ostění z betonových segmentů nyní roste s tím, jak se – jak doufáme – blíží zahájení stavby prodloužení trasy A pražského metra z Dejvic do Motola a později na letiště Ruzyně. Ražbu budou provádět zeminové štíty a segmenty, ze kterých se bude montovat tunelové ostění, musí odpovídat vysokým požadav-kům z hlediska kvality betonu a rozměrových tolerancí. Traťo-vé tunely metra zde budou mít moderní segmentové ostění v České republice dosud nepoužité.

Pokud jde o podzemní stavitelství v České republice, lze konstatovat, že výše zmíněné nasazení moderních tunelova-cích strojů na připravovaném prodloužení metra v Praze sku-tečně otevře jeho novou etapu.

Po roce 1990 se postupně plně zvládl přechod na ražbu tunelů moderní sekvenční metodou, kterou v převážné míře byla Nová rakouská tunelovací metoda. S ní byly úspěšně vyraženy dopravní tunely v různých, mnohdy složitých geo-technických podmínkách. Za všechny můžeme jmenovat tunely na železničních koridorech, automobilové tunely Mrá-zovka v Praze a Klimkovice u Ostravy. V současné době se touto metodou razí tunelový komplex Blanka a Královopolské tunely v obtížné geologii brněnských jílů.

V blízké budoucnosti by se však měl výrazně zvýšit podíl plně mechanizovaného způsobu ražení tunelů. Jak již bylo zmíněno, na pražském metru budou poprvé u nás nasaze-ny zeminové štíty (Earth Pressure Balance Shields). Tyto štíty s celoprofilovou razicí hlavou udržují stabilitu čela výrubu pomocí natlakované „kaše“ z rozdrcené horniny. Ta je z uza-vřené komory v čele štítu odtěžována šnekovým dopravníkem v množství, které musí odpovídat postupu štítu.

Následovat by měla stavba dosud nejdelšího tunelu v České republice, kterým bude železniční tunel Praha–Beroun. Pro ražbu se použije klasický razicí stroj určený do skalních hornin (TBM – Tunnel Boring Machine).

Uplatnění betonu v podzemních stavbách není jediný důvod, proč vítám, že číslo 5 časopisu BETON TKS je zaměře-né na tunely a podzemní konstrukce. Obsah tohoto čísla totiž svědčí o dobrých kontaktech České betonářské společnosti s Českou tunelářskou asociací ITA-AITES i o spolupráci redak-cí časopisu BETON TKS a časopisu Tunel, který vydává Česká tunelářská asociace. Z toho vyplývá i kolegiální odborná spo-lupráce betonářů s tuneláři a obráceně.

V závěru bych rád pozval všechny čtenáře tohoto časopi-su na již 11. mezinárodní konferenci Podzemní stavby Praha 2010, která se bude konat 14. až 16. června 2010 v kongre-sovém hotelu Clarion v Praze–Vysočanech. Těší nás zájem zahraničních odborníků, z nichž někteří skutečně význam-ní jsou členy vědecké rady a přednesou dvě Keynote Lectu-res a úvodní přednášky v sekcích. Termín pro zaslání pří-spěvků do sborníku je 15. leden 2010 a registrace účast-níků bude zahájena v listopadu t. r. Součástí konference bude také odborná výstava, která je příležitostí pro prezen-taci českých i zahraničních firem. Více informací lze najít na www.ita-aites.cz pod nabídkou Konference PS2010.

Jsem opravdu velmi rád, že jsem mohl v úvodu čísla věno-vaného tunelům a podzemním konstrukcím čtenáře časopisu BETON TKS pozdravit.

Ing. Ivan Hrdina

předseda České tunelářské asociace ITA-AITES

a výrobně-technický ředitel Metrostav, a. s.

VÁ Ž E N Í Č T E N Á Ř I ,vzhledem k tomu, že se na školeních k normě ČSN EN 1992 Navrho-vání betonových konstrukcí vyskytla řada dotazů k této normě a se zavedením a používáním normy v příštím roce budou zřejmě vyvstávat ještě další, rozhodla se redakce věnovat se této problematice na strán-kách časopisu v rubrice DOTAZY A REAKCE ČTENÁŘŮ. Vaše dotazy k ČSN EN 1992 Navrhování betonových konstrukcí můžete zasílat na e-mai-lovou adresu redakce [email protected] nebo použít vstupu přes „Diskuzní fórum“ na našich webových stránkách www.betontks.cz. Otázky otiskneme v uvedené rubrice spolu s odpovědí připravenou po konzultaci se zpracovateli normy, za TNK 36 „Betonové konstrukce“ nám úzkou spolupráci přislíbil Prof. Ing. Jaroslav Procházka, CSc.

Věříme, že touto službou přispějeme k lepšímu porozumění novým návrhovým postupům odbornou veřejností. Neváhejte a pošlete nám svůj dotaz. V prosincovém čísle si už na něj můžete přečíst odpověď.

redakce časopisu

T É M A

D E V E L O P M E N T O F U N D E R G R O U N D C O N S T R U C T I O N I N D U S T R Y I N T H E C Z E C H R E P U B L I C D U R I N G R E C E N T D E C A D E S

P O S L E D N Í D E S E T I L E T Í V E V Ý V O J I P O D Z E M N Í H O S T A V I T E L S T V Í V Č R

B E T O N • 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 5 / 2 0 0 9 3

T O P I C

J I Ř Í B A R T Á K

V konvenční ražbě Nová rakouská tunelovací metoda (NRTM) nahradila málo hospodárnou prstencovou (erektorovou) metodu a stala se výhradním a úspěšným postupem při výstavbě nových tunelů všech typů. Po roce 1990 bylo touto metodou realizováno patnáct velkých tunelů – osm železničních a sedm dálničních a silničních. V těžkých geotechnických podmínkách se projevily i jisté limity její bezpečné aplikace. Slibně se rozvíjející plnoprofilová strojní ražba však v období velkého rozmachu NRTM v 90. letech minulého století ztratila u nás kontinuitu se světovým vývojem a prakticky z realizační sféry velkých tunelů zmizela. Připravované významné a rozsáhlé dopravní stavby – metro a železniční tunely – nepochybně povedou k oživení této technologie a k nasazení moderních plnoprofilových tunelovacích strojů.As far as conventional excavation is concerned, the New Austrian Tunnelling Method (NATM) has replaced the rather unecono-mical Ring Method (using erectors), to become the sole and successful technique in constructing new tunnels of all types. After 1990, fifteen large tunnels have been completed using this method – eight rail tunnels and seven motorway and road ones. Certain limits to the safe application of the method were encountered while working in difficult geotechnical conditions. On the other hand, the promisingly developing full-face mecha-nical excavation lost the continuity with the development in the world during the great NATM expansion period in the Czech Republic in the 1990s, virtually disappearing from the sphere of construction of large tunnels. The significant extensive transport-related construction projects being planned – metro and rail tunnels – will undoubtedly lead to a revival of this technique and the application of modern full-face tunnelling machines.

V roce 20. výročí „sametové revoluce“ není od věci si připo-menout, jaký dopad měla tato podstatná politická a hospodář-ská změna do sféry podzemního stavitelství v České republi-ce. Náhlé uvolnění, které se promítlo i do technického myšle-ní, umožnilo odpoutat se v této oblasti od již poněkud strnulých postupů souvisejících zejména s výstavbou metra a dohodou mezi vládami ČSSR a SSSR o spolupráci a technické pomoci při výstavbě podzemních tras MHD v Praze.

Objektivně je však nutno konstatovat, že v 70. a 80. letech pou-žívané technologie ražby – nemechanizované štítování a prs-ten cová (erektorová) metoda – které nahradily klasické pilířo vé systémy s výdřevou, byly v našich podmínkách velmi vý kon né a vesměs úspěšně aplikované. Zejména prstencová metoda si pro

svá mnohá zdokonalení (např. použití „pilot-štoly“ různého umístě-ní i tvaru, využití „metro-plechů“ a Bernold-plechů, stříkaného beto-nu, dlouhých čelbových kotev, řízeného výlomu apod.), vyslouži-la přídomek „pražská“ prstencová metoda. Poslední významnou stavbou, kde byly obě tyto technologie nasazeny, nebyla kupodi-vu žádná z částí pražského metra, ale Strahovský tunel (Metrostav a Vojenské stavby), který byl dokončen ve dvou troubách po dlou-hých deseti letech výstavby až v prosinci roku 1997 (obr. 1).

Po roce 1989 se však náhle naskytla možnost inspirovat se při

Obr. 1 Strahovský tunel v Praze – schema výstavby horní klenby pomocí erektoru

Fig. 1 Strahov tunnel in Prague – construction scheme of the vault with using erektor

Obr. 2 Ražený přivaděč odpadních vod v Praze–TrojiFig. 2 Waste water tunnel in Prague – Troja 2

1

T É M A

4 B E T O N • 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 5 / 2 0 0 9B E T O N • 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 5 / 2 0 0 9

T O P I C

výstavbě podzemních děl postupy, které v té době byly ve vyspě-lých tunelářských zemích již dokonale propracované a mnohokrá-te úspěšně vyzkoušené – Novou rakouskou tunelovací metodou a ražbou pomocí plnoprofilových tunelovacích strojů.

N O V Á R A K O U S K Á T U N E L O V A C Í M E T O D A Pro české tunelářství se stala symbolem dějinné změny Nová rakouská tunelovací metoda (dále jen NRTM). Od 90. let minu-lého století až do současnosti nastalo velké a takřka výhradní zau-jetí touto metodou. Podstatný atribut metody – observace chová-ní a upravování původního návrhu konstrukce na základě analý-zy vybraných monitorovaných veličin – byl významně podpořen ustanoveními nových evropských technických norem. Norma ČSN EN 1997-1:2004 s názvem „Eurokód 7: Navrhování geotechnic-kých konstrukcí – část 1: Obecná pravidla“ totiž legalizuje jako jeden z možných přístupů navrhování geotechnických konstruk-cí observační metodu.

Tento postup, v ČR v 90. letech zdánlivě nový a progresivní, byl v podzemním stavitelství aplikován již od zveřejnění zásad NRTM v 50. a 60. letech dvacátého století. Princip NRTM přímo vyža-duje, aby se v průběhu ražeb prováděly korekce původního návr-hu vystrojení tunelu na základě prováděných deformačních měře-ní, tzv. konvergencí primárního ostění. Obrovské množství úspěš-ných aplikací v cizině, a po roce 1990 i u nás, potvrzuje správnost geomechanického pojetí této adaptabilní tunelovací metody.

Není bez zajímavosti připomenout, že poprvé ve světě byla NRTM aplikována při výstavbě silničního tunelu Massenberg v rakouském Štýrsku (dokončen v roce v roce 1963) – v masi-vu grafitických jílovitých břidlic dosáhly konvergence v kalotě hodnoty až 200 mm. V roce 1965 byl v Německu realizován

stejným postupem železniční tunel Schwaikheim – ve slínovco-vém masivu dosáhly konvergence v kalotě k hodnotě 120 mm. Mimořádně náročná, ale současně poučná byla výstavba Tauernského a Katchberského tunelu na dálnici Salzburg–Villach v letech 1969 až 1975, kde se tuneláři v silně tlačivém masivu fylitických břidlic úspěšně vypořádali pomocí speciálních defor-mačních elementů s konvergencemi 270 mm v prvém případě, resp. až 700 mm v případě druhém.

Za první plnohodnotnou aplikaci NRTM v České republice lze pokládat výstavbu kanalizační stoky F a raženého přivaděče (obr. 2) do nové čistírny odpadních vod v pražské Troji v letech 1991 až 1994 (Vodní stavby). V masivu algonkických drobových břidlic měla maximální velikost konvergencí v kalotě hodnotu 22 mm. Z větších tunelů pak následovaly přibližně ve stejném

3

4

T É M A

5B E T O N • 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 5 / 2 0 0 9

T O P I C

Obr. 3 Tunel Hřebeč – svislé členění kaloty u v opukovém masivu

Fig. 3 Tunnel Hřebeč – vertical face sequencing in the aranaceous marlit

Obr. 4 Královopolský tunel na VMO v Brně – schema kompenzační injektáže

Fig. 4 Královopolský tunnel on the Large city ring in Brno – compensation grouting scheme

Obr. 5 Kolektor Vodičkova v Praze – odklonění poklesové zóny od zástavby pomocí clony z tryskové injektáže

Fig. 5 Utility tunnel Vodičkova in Prague – deflection of the tunnel deformation zone by jet-grouting screen

Obr. 6 Tunel Prackovice – přes 20 m vysoká jižní portálová stěna

Fig. 6 Tunnel Prackovice – the south portal wall over 20 m high

Tab. 1 Železniční tunely realizované v ČR pomocí NRTM po roce 1989Tab. 1 Railway tunnel built by NATM in Czech Republic after 1989

Název tunelu

Rok uvedení do provozu

Počet kolejí

Koridor Délka tunelu

[m]

Pořadírealizace

Vepřek 2002 2 I, IV 390 1 (148)Tatenice 2004 2 II, III 143 2 (149)

Krasíkovský 2004 2 II, III 1 101 3 (150)Malá Huba 2005 2 II, III 324 4 (152)Hněvkov I 2006 2 II, III 180 5 (153)Hněvkov II 2006 2 II, III 462 6 (154)

Březno 2007 2 – 1 758 7 (155)Vítkovské tunely 2008 2 x 2 I, III, IV 1 365 + 1 316 8 (156)

Celková délka 5 894 m

Tab. 2 Silniční tunely realizované v ČR pomocí NRTM po roce 1989Tab. 2 Road tunnel built by NATM in Czech Republic after 1989

Název tunelu

Kraj Rok uvedenído provozu

Počettubusů

Počet pruhů v tubusu

Délkatunelu [m]

Pořadírealizace

Hřebeč Pardubický 1997 1 3 355 1 (9)Pisárecký Jihomoravský 1997 2 2 513/500 2 (10)Mrázovka Hl. m. Praha 2004 2 2 až 3 1 300 3 (15)

Valík Plzeňský 2006 2 2 390/380 4 (16)Panenská Ústecký 2006 2 2 2 168/2 116 5 (17)Libouchec Ústecký 2006 2 2 520/504 6 (18)Klimkovice Severomoravský 2008 2 2 1 088/1 077 7 (20)

Celková délka 6 334 m

7

6

85

T É M A


T O P I C

období silniční tunely Hřebeč (Metrostav) a Pisárecký (Subterra), které byly uvedeny do provozu na konci roku 1997, a nejdelší mezistaniční úsek na trase IV.B pražského metra Hloubětín–Raj-ská zahrada, uvedený do provozu v roce 1998 (Metrostav).

Díky rozšíření NRTM došlo u nás k rozvoji řady postupů a tech-nologií, souvisejících především s vyztužováním výrubu a stabi-lizací nadloží. Patří mezi ně zejména: • výrazné zkvalitnění stříkaných betonů,• zdokonalení typů svorníků a dlouhých předpínaných hornino-

vých kotev,• zvládnutí ražby s různým členěním čelby; toto opatření

je základní technologickou modifikací, která umožňuje ražbu velkých tunelových profilů v obtížných geologických podmín-kách (obr. 3),

• účelné využívání doplňujících stabilizačních opatření před čel-bou (jehlování, mikropiloty, subhorizontální trysková injektáž, vyztužování čelby),

• sanační injektáže z podzemí i z povrchu území,• kompenzační injektáže (obr. 4).

Kompenzační injektáž je mimořádně technicky náročné, velmi nákladné, ale současně jedinečné opatření, které umožňuje deformačně zvládnout ražbu pomocí NRTM při nízkém a málo kvalitním nadloží tunelu pod zástavbou. Kompenzační injektáž spočívá v řízené redukci deformací nadloží nad raženým tune-lem. Předem připravená struktura nadloží (vytvoření zpevněné zóny v masivu nad horní klenbou ostění a pod základovou spárou povrchové zástavby) a předem vybudovaný systém šachet s vějí-ři horizontálních vrtů pro tlakovou injektáž umožňují průběžně vyrovnávat deformace nadloží v podélné i příčné poklesové zóně raženého díla. Výsledky průběžného přesného měření deformací povrchové zástavby jsou bedlivě vyhodnocovány a na jejich zákla-dě probíhá počítačově řízená tlaková injektáž nadloží, která včas-nými reaktivními zdvihy kompenzuje „nastartované“ deformace zástavby. Tímto postupem lze účinně omezit jak absolutní veli-kost deformací ve vznikající poklesové kotlině, tak sklony svahů poklesové kotliny.

Obr. 7 Tunel Blanka – první propad nadloží v květnu 2008Fig. 7 Tunnel Blanka – first inbreak of the overburdeen in May 2008

Obr. 8 Přehrada Přísečnice u Chomutova – prorážka Demagu ∅ 2,67 v r. 1974

Fig. 8 Dam Přísečnice near of town Chomutov – break-through of the tunnel boring machine Demag in 1974

Obr. 9 Razicí stroj RS 24 – 27Fig. 9 Tunnel boring machine RS 24 – 27

Obr. 10 Mechanizovaný štít Pristley ∅ 3,6 mFig. 10 Full-face shield machine Priestley ∅ 3,6 m

Obr. 11 Mechanizovaný štít TŠčB-3 ∅ 5,8 m Fig. 11 Full-face shield machine TŠčB-3 ∅ 5,8 m

Obr. 12 Otevřený štít s výložníkovou frézou RŠF-1Fig. 12 Part heading shield machine RŠF-1 with a road header

7

98

T É M A


T O P I C

Použití kompenzační injektáže je pro svou náročnost i ve světě málo četné, a je proto velmi dobrou vizitkou našeho tunelářství, že byla již dvakrát úspěšně použita. V menším rozsahu při pod-chodu zástavby v ulici Ostrovského při ražbě tunelu Mrázovka v Praze, v podstatně větším rozsahu při právě probíhající ražbě Královopolského tunelu v Brně.

Teoreticko-statické zvládnutí NRTM bylo umožněno mimořád-ně rychlým vývojem numerického matematického modelování a dostupností potřebného kvalitního softwaru. Většinou používa-ná metoda konečných prvků umožňuje i v 2D verzi simulaci pro-storové napjatosti v oblasti čelby tunelu, velmi kvalitní a názorné je stanovení vlivu deformací na povrchovou zástavbu (obr. 5).

Vysoké úrovně bylo dosaženo v provádění a organizaci geotech-nického monitoringu. V současnosti je u velkých staveb již pra-vidlem dostupnost údajů pro vybrané účastníky výstavby v on-line režimu, což umožňuje pro zainteresované osoby a orgány nejoperativnější využití monitorovaných veličin pro vyhodnocení a eventuální úpravy postupu tunelování.

Pomocí NRTM byla do současné doby v ČR úspěšně dokon-čena celá řada významných staveb – osm železničních tunelů (tab. 1) v celkové délce 5 894 m (včetně 613 m dlouhé části jinak nejdelšího železničního tunelu Březno – 1 657 m) a sedm silnič-ních tunelů (tab. 2) v celkové délce 6 334 m (včetně nejdelšího silničního tunelu v ČR Panenská – 2 168 m). Ve stadiu výstav-by pomocí NRTM je v současnosti železniční tunel Jablunkov-ský na III. koridoru a tři tunely silniční – tunel Prackovice na dálni-ci D8 v Českém Středohoří dlouhý 270 m (obr. 6), Královopolský tunel na Velkém městském okruhu v Brně dlouhý 1 240/1 260 m a rozsáhlý tunelový komplex Blanka na Městském okruhu v Praze dlouhý 5 502/5 489 m. V blízké budoucnosti bude zahájena ražba tunelu Radejčín délky 620 m, který je posledním budova-ným tunelem na dálnici D8. Propojením úseku Lovosice–Řeh-lovice přes chráněnou krajinnou oblast České Středohoří dojde k velmi potřebnému zprovoznění celé dálnice D8 mezi Prahou a hranicemi s Německem ve směru na Drážďany.

Přes nesporné úspěchy při mnohočetném nasazení NRTM se ve velmi těžkých geologických podmínkách a nízkém nadloží uká-zaly i jisté limity její použitelnosti, při snaze o současné zachování přiměřené hospodárnosti. Velmi přesvědčivým dokladem toho-to tvrzení je dvojnásobný propad nízkého a zvodnělého nadloží v pražské Stromovce při ražbě tunelu Blanka na městském okru-hu (obr. 7).

Bezpečné dokončení prací v podzemí si vyžádalo u obou tune-lových trub rozsáhlé sanace nadloží mikropilotami a několika typy injektáže (trysková, tlaková cementová a tlaková chemická), včet-ně průkazného ověření jejich kvality. Vlastní ražba byla prováděna ve zvláštní třídě, v níž byla použita většina známých doplňujících stabilizačních opatření, např. velmi krátké záběry, svisle členěná kalota, vícenásobné mikropilotové „deštníky“ nad výruby a ochra-na čeleb stříkaným betonem. V současné době se ražba nejob-tížnějšího úseku dostala do závěrečné fáze pod bývalou Šlechto-vou restaurací.

P L N O P R O F I L O V É T U N E L O V A C Í S T R O J E

Pro pokračování velmi dobré úrovně našeho podzemního sta-vitelství je proto bezpodmínečně nutné doplnit cyklickou ražbu NRTM moderní technologií kontinuální ražby pomocí plnopro-filových tunelovacích strojů, které se mohou uplatnit ve formě štítů s tlakovou kontrolou v čelbě především v mnohostranně

12

11

10

T É M A


T O P I C

obtížných podmínkách (mělké tunely, tlačivé zeminy, podzem-ní voda, povrchová zástavba), v nichž použití NRTM představu-je často velmi obtížný „souboj s přírodou“. Nicméně použití urči-tých typů těchto strojů je možné i v pevných skalních horninách (Tunnel Boring Machines – TBM), včetně skalních hornin s poru-chovými pásmy (TBM se štítem).

Historické nasazení v ČR Ve světě nejrozšířenější metoda výstavby tunelů pomocí plno-profilových tunelovacích strojů v pevných skalních horninách ani v tlačivých, případně zvodněných zeminách, nenašla zatím v současnosti v České republice uplatnění. Při tom se i u nás v 60. až 90. letech minulého století tato moderní technologie slibně rozvíjela. Připomeňme nejdůležitější počiny v této oblasti plnoprofilového tunelování v letech 1970 až 1993:

Protagonisté: • Výstavba dolů uranového průmyslu (v současnosti Subterra, a. s.)

- razicí stroje Demag ∅ 2,67 m (obr. 8)- razicí stroje vlastní konstrukce RS 24 – 27 a RS 37 – 40

∅ 2,7 až 3,8 m (obr. 9)• Inženýrské a průmyslové stavby (v současnosti Skanska, a. s.)

- mechanizované plnoprofilové štíty Pristley ∅ 2,4 a 3,6 m (obr. 10)

- mechanizovaný plnoprofilový štít Westfalia Lünen ∅ 1,6 m • Metrostav (v současnosti Metrostav, a. s.)

- mechanizovaný plnoprofilový štít TŠčB-3 ∅ 5,8 s ostěním z pressbetonu (obr. 11)

- otevřený štít s výložníkovou frézou RŠF-1 ∅ 5,8 m (obr. 12)Přehled nasazení použitých tunelovacích strojů:

• Razicí stroje:- DEMAG ∅ 2,67 m: VD Přísečnice v roce 1974 – 1. nasaze-

ní tunelovacího stroje v ČR, VD Dřínov, VD Josefův důl, VD Slezská harta, kabelové tunely Praha – celkem 23 041 m

- VZUP RS ∅ 2,6 až 3,8 m: kabelové tunely a stoky v Praze, VD Josefův Důl, VD Slezská Harta, Brněnský oblastní vodo-vod (úseky Běleč I a II, Svařec, Bystrc–Bosonohy), důlní otvír-ka Figaredo (Španělsko) – celkem 43 644 m

• Mechanizované štíty plnoprofilové (menší):- PRISTLEY ∅ 2,4 a 3,6 m: kabelový tunel Žižkov, kolektor Žiž-

kov, tepelný napáječ Malešice- Westfalia Lünen ∅ 1,6 m: kanalizace Chodov, Kyje, Prosek

• Mechanizované štíty plnoprofilové (větší):- TŠčB-3 ∅ 5,8 m s ostěním z pressbetonu: trasa „A“ praž-

ského metra – oba traťové tunely pod Vltavou Klárov–Sta-roměstská v roce 1973 – 1. nasazení plnoprofilového mechanizovaného štítu v ČR, pravý tunel trasy „A“ v úseku Staroměstská–Můstek, trasa „B“ – levý traťový tunel v úseku Můstek B–Florenc B, celkem cca 3 500 m

• Štít s výložníkovou frézou RŠF-1:- trasa „B“ – traťový tunel v úseku Florenc B–Invalidovna, cel-

kem cca 2 000 m.

Obr. 13 Pražské metro – prodloužení linky „A“ Fig. 13 Prague Metro – extension of the line „A“

Obr. 14 Ejpovický železniční tunel – schematický podélný řez Fig. 14 Railway Ejpovice tunnel – schematic longitudinal section

Obr. 15 Železniční tunel Praha–BerounFig. 15 Railway tunnel Prague – Beroun

13a

14

13b

15a

15b


Z uvedeného výčtu je patrné, že světový „mainstream“ plno-profilového tunelování zdaleka nezůstal v „předrevoluční“ ČR bez povšimnutí a zdálo by se naprosto logické, že v nových podmín-kách bude tento trend úspěšně pokračovat, opak však byl prav-dou. I když možnost nasazení moderních tunelovacích strojů při výstavbě dlouhých tunelů byla i u nás zvažována (např. u tune-lového komplexu Blanka na Městském okruhu v Praze), k žádné realizaci v „porevolučních“ dvaceti letech nedošlo. Důvody jsou zřejmě z podstatné části ekonomické povahy – velká počáteč-ní investice na pořízení tunelovacího stroje je možná poněkud demotivující, takže NRTM byla v našich poměrech, charakterizo-vaných relativně krátkými tunely, zřejmě oprávněně preferována. Jistou roli může hrát i dlouhodobá ztráta kontaktu s touto techno-logií; zkušenosti se ztratily s odchodem jejich nositelů z oboru.

Výhledy v nasazení v ČR Poněkud asymetrický stav v našem podzemním stavitelství, spo-čívající ve zcela výhradním zaujetí Novou rakouskou tunelova-cí metodou, se v nejbližších letech nepochybně změní a k nasa-zení plnoprofilových tunelovacích strojů dojde. Vážnými adep-ty na jejich první nasazení jsou, díky svým délkám, traťové tune-ly na prodloužení linky „A“ pražského metra, železniční Ejpovický tunel a podzemní stavba světových parametrů – železniční tunel mezi Prahou a Berounem:• Prodloužení linky „A“ pražského metra v úseku Dejvice–

–Motol Z celého 12,7 km dlouhého prodloužení Dejvice–letiště Ruzy-ně se jedná o úsek V. A1 Dejvice–Petřiny, tvořený dvěma jedno-kolejnými tunely délky 4,54 km (obr. 13). Odtěžování rubaniny i doprava železobetonových tubingů do podzemí se předpoklá-dá z obslužné šachty na Petřinách.

• Železniční Ejpovický tunel na III. tranzitním koridoru ČDZ celkové délky Ejpovického tunelu 4 170 m se předpokládá nasazení tunelovacího stroje na úsek pod kopcem Homolka, tvořený dvěma jednokolejnými tunely délky 2 800 m. Navazují-cími úseky jsou hloubená jáma (délky 150 m) a klasicky ražený tunel pod kopcem Chlum délky 1 220 m (obr. 14).

• Železniční tunel Praha–Beroun na III. tranzitním korido-ru ČDTunel délky 24,7 km bude v celé délce realizován pomocí plno-profilových tunelovacích strojů, pouze rozpletové úseky na praž-ské straně budou raženy pomocí NRTM. Vybraná severní trasa tunelu (obr. 15) se v maximální možné míře vyhýbá pro tunelo-vání nevhodné oblasti Barrandienu, v níž je velmi pravděpodob-ný výskyt nebezpečných krasových jevů (závrty a kaverny).Uvedené stavby, jejichž zahájení lze očekávat v dohledném

časovém horizontu jednoho až pěti let, představují velkou výzvu pro renomované tunelářské firmy naše i zahraniční. Vytváření pra-covních týmu v našich velkých stavebních společnostech, které se věnují přípravě nasazení plnoprofilových tunelovacích strojů v rámci zmíněných i dalších zakázek, je důležitým krokem v zajiš-tění naší schopnosti i v této oblasti konkurovat zkušeným zahra-ničním firmám.

Prof. Ing. Jiří Barták, DrSc.

Stavební fakulta ČVUT v Praze

Katedra geotechniky

Thákurova 6, 166 29 Praha 6

e-mail: [email protected] CZ

PE

RI/9

.141

Tunelové ocelové bednění PERI s hydraulickým ovládáním

bedněnílešení služby

www.peri.cz

Přednosti: hydraulické ovládání formy včetně pojezdů ocelová forma pro velké zatížení a velké počty nasazení samonosná konstrukce bednicího pláště formy trojrozměrná konstrukce k přenosu horizontálních sil stavěcí ocelové čelní bednění variabilní k tvaru klenby bezpečnost v každém ohledu

Raž

ený

tune

l, M

osty

u J

ablu

nkov

a | F

IRE

STA

-Fiš

er, r

ekon

stru

kce,

sta

vby

a.s.

, Brn

o

T É M A

S O U Č A S N Ý S T A V N E J D E L Š Í C H S V Ě T O V Ý C H Ž E L E Z N I Č N Í C H T U N E L ŮA C T U A L S T A T U S O F T H E W O R L D ’ S L O N G E S T R A I L W A Y T U N N E L S

1 0 B E T O N • 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 5 / 2 0 0 9

T O P I C

M A T O U Š H I L A R

Následující článek popisuje současné nejdelší železniční tunely. Jsou popsány tunely v provozu, tunely ve výstavbě, ale i tunely, které jsou zatím pouze ve fázi návrhu. Dané téma je v ČR vzhledem k přípravě tunelu Praha–Beroun velmi aktuální.The following paper is focused on actual status of the world’s longest railway tunnels. The paper describes tunnels in ope-ration, tunnels under construction and tunnels in the design stage. The topic is very actual in the Czech Republic due to the Prague – Beroun tunnel preparation.

Díky probíhající přípravě výstavby tunelu Praha–Beroun o délce 24,7 km je problematika dlouhých železničních tunelů v současné době v ČR velmi aktuální. Obdobně je tomu i v zahraničí. Současná společnost žádá rychlejší dopravní spojení, což v případě železnic znamená potřebu výstavby dlouhých železničních tunelů pod hor-skými masivy, mořskými průlivy či zástavbou městských aglomera-cí. V posledních letech probíhá především v Evropě a Asii výstavba a příprava nebývalého množství velmi dlouhých železničních tune-lů. V Evropě je tato situace především ovlivněna vznikem Evrop-ské unie, která má zájem na integraci jednotlivých členských států a vynakládá na modernizaci dopravní infrastruktury značné finanč-ní prostředky. Dalším významným faktorem ovlivňujícím rozhodnu-tí o realizaci těchto náročných projektů je vývoj technologií, které již v současné době umožňují realizaci tunelů s velmi vysokým nadlo-žím (často vyšším než 1 km) v opravdu složitých geologických pod-mínkách (tlačivé horniny, tektonicky porušené zóny, krasové oblasti, vysoký hydrostatický tlak atd.). V následujícím článku jsou uvedeny aktuální informace o nejdelších světových železničních tunelech.

S O U Č A S N É N E J D E L Š Í Ž E L E Z N I Č N Í T U N E L Y

Přehledy nejdelších železničních tunelů jsou uvedeny v tab.1, 2 a 3. Uvedené tabulky je třeba brát s jistou rezervou. U tunelů ve výstavbě pravděpodobně byly některé tunely opominuty; lze předpokládat, že především v Asii mohou být v současné době realizovány tunely s délkou přes 10 km, které nejsou uvedeny v dostupné odborné literatuře. U připravovaných tunelů je cel-kem pochopitelné, že soupis nemůže být kompletní. Řada tune-lů je spíše ve fázi nápadů či idejí, v tabulce jsou uvedeny pouze tunely v pokročilejším stadiu přípravy. Z uvedených tabulek je však dostatečně patrné, že připravovaný tunel Praha–Beroun bude patřit mezi nejdelší světové železniční tunely.

T U N E L Y V P R O V O Z U

Tunel Seikan (54 km)V roce 1954 potopil tajfun v Cugarském průlivu pět trajektů, při události zahynulo 1 430 lidí. Proto bylo rozhodnuto o propoje-ní japonských ostrovů Honšú a Hokkaidó pomocí dvoukolejného tunelu. Přípravné práce na tunelu začaly v roce 1964. Realizace 54 km dlouhého tunelu (nejdelší dokončený železniční tunel) začala v roce 1971. Tunel leží 84 m pod mořským dnem Cugar-ského průlivu. Vzhledem k velmi proměnlivým a těžko předvída-telným geologickým podmínkám na dně průlivu nebylo možné použít plnoprofilových tunelovacích strojů (TBM = Tunnel Boring Machine), a tunel musel být ražen konvenčně.

Tunel byl ražen ve třech fázích. Nejprve byla vyražena průzkum-ná štola, následně paralelní obslužný tunel a vlastní tunel pro železniční dopravu byl vyražen až po dokončení obou paralel-ních tunelů (obr. 1). V tunelu jsou dvě nouzové stanice. Obslužný tunel je s hlavním tunelem propojen pomocí propojek a šachet, vzdálenost únikových východů je 600 až 1 000 m. Během reali-zace došlo ke čtyřem záplavám. Vzhledem k problémům během výstavby byl tunel uveden do provozu až v roce 1988.

Tab. 1 Nejdelší železniční tunely, které jsou v provozuTab. 1 The longest railway tunnels in operation

Pořadí Název Umístění Délka [km] Otevření1. Seikan Japonsko 54 1988

2. Eurotunel Velká Británie – Francie 50 1994

3. Lötschberg (bázový) Švýcarsko 34,6 2007

4. Guadarrama Španělsko 28,4 2007

5. Iwate – Ichinohe Japonsko 25,8 2002

6. Daishimizu Japonsko 22,2 1982

7. Wushaoling Čína 22 2006

8. Simplon II Švýcarsko 19,8 1922

9. Simplon I Švýcarsko 19,7 1906

10.Vereina Švýcarsko 19 1999

Channel Tunel Rail Link část pod Londýnem Velká Británie 19 2007

Tab. 2 Nejdelší železniční tunely, které jsou ve výstavběTab. 2 The longest railway tunnels under construction

Pořadí Název Umístění Délka [km] Otevření1. Gotthard (bázový) Švýcarsko 57,1 20152. Hakkoda Japonsko 26,5 20103. Pajares Španělsko 24,7 20104. Iyama Japonsko 22,2 20135. Vaglia Itálie 18,7 20106. Firenzuola Itálie 15,2 20107. Wienerwald Rakousko 13,4 20128. Lainzer Rakousko 10,6 20129. Katzenberg Německo 9,4 201210. Perthus Španělsko 8,3 2012

Tab. 3 Nejdelší železniční tunely, které jsou v přípravěTab. 3 The longest railway tunnels in the design stage

Pořadí Název Umístění Délka [km]1. Brenner (bázový) Rakousko – Itálie 562. Lyon – Turín (bázový) Francie – Itálie 53,13. Gibraltar Španělsko – Maroko 37,74. Koralm Rakousko 32,85. Praha – Beroun Česká republika 24,76. Semmering (bázový) Rakousko 22,17. Zimmerberg (bázový) Švýcarsko 208. Ceneri (bázový) Švýcarsko 15,4

T É M A

1 1B E T O N • 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 5 / 2 0 0 9

T O P I C

Eurotunel (50 km)Ražba tunelu pod kanálem La Manche začala v roce 1987. První propojení anglické a francouzské strany (obslužný tunel) bylo dokončeno v roce 1990. Tunel uvedený do provozu v květnu 1994 byl stavěn, financován a původně i provozován soukro-mým subjektem. V roce 2006 akciová společnost Eurotunnel (investor a provozovatel tunelu) zbankrotovala.

Z celkové délky tunelu je 38 km pod mořem (minimum je 45 m pod mořským dnem). Návrhová rychlost tunelu je 160 km/h.

Eurotunel se skládá ze dvou jednokolejných tunelů o průměru 7,6 m, mezi kterými je veden tunel obslužný o průměru 4,8 m (obr. 2). Servisní tunel je propojen s oběma hlavními tunely pro-pojkami po 375 m, hlavní tunely jsou po každých 250 m pro-pojeny otvory pro snížení tlakové vzduchové vlny. V tunelu jsou dvě komory křížení, které rozdělují tunel na tři přibližně stejně dlouhé celky. Pro odvedení vody z tunelu slouží pět čerpacích stanic, dvě na pevnině (na obou březích) a tři pod mořem.

Trasa tunelu vede především vrstvou křídy (měkký a nepropust-ný materiál). K ražbě bylo použito celkem jedenáct TBM (šest na anglické a pět na francouzské straně). Ostění je tvořeno žele-zobetonovými segmenty kromě oblastí s problematickou geolo-gií a propojek, kde bylo použito ostění litinové. Obě komory kříže-ní pod mořem byly realizovány pomocí NRTM s nevyztuženým definitivním ostěním.

Lötschbergský bázový tunel (34,6 km)Vysokorychlostní železniční tunel pod Alpami je součástí projek-tu AlpTransit. Příprava projektu začala v roce 1988.

Před vlastní ražbou byla v letech 1994 až 1996 zbudována prů-zkumná štola o délce 9,4 km a průměru 5 m. Realizace tunelu byla odsouhlasena v roce 1998, ražby byly dokončeny v dubnu 2005. Tunel byl uveden do provozu v polovině roku 2007.

Dva jednokolejné tunely mají vnitřní profil 8,3 m, jejich vzdále-nost je 40 m a propojky jsou situovány po 333 m. Délka tunelu je 34,6 km, ale celková délka všech ražeb je 91,8 km. V úseku Mitholz–Frutigen má tunel pouze jednu jednokolejnou troubu, průzkumná štola vyražená paralelně s tunelem slouží v této části jako obslužný tunel (obr. 3). Tunel má dvě multifunkční (nouzo-vé a obslužné) stanice (Ferden a Mitholz).

Maximální výška nadloží dosahuje 1 500 m. Geologie trasy se skládá v severním úseku z pískovců, mramorů, břidlic a vápen-ců. V této sekci se vyskytovaly termální prameny s vysokým obsahem síranů. V jižním úseku se vyskytují granity a ruly.

Počátečních přibližně 10 km tunelu (asi 20 % objemu) bylo raženo z jihu pomocí dvou horninových TBM firmy Herren-knecht o průměru 9,43 m. Zbytek tunelu (asi 80 %) byl ražen konvenčně pomocí trhacích prací.

Tunel Guadarrama (28,4 km)Tunel na vysokorychlostní železnici mezi městy Madrid a Sego-via ve Španělsku má délku 28,4 km a maximální výšku nadlo-ží 1 200 m. Tunel byl ražen převážně v tvrdých horninách (ruly a žuly), nicméně prochází i sedimentárními horninami a tekto-nickými poruchami.

Ražba začala v roce 2002. Pro ražbu byly použity čtyři dvouplášťové horninové TBM o průměru 9,5 m. Dvouplášťová TBM umožňovala jak souběžnou ražbu a osazování ostění, což vedlo k urychlení realizace, tak i vrtný průzkum a injektáž pro-storu před čelbou. Tunel byl uveden do provozu v prosinci 2007. Segmentové ostění tunelu má tloušťku 320 mm, délka jednoho prstence je 1,6 m. Návrhová rychlost tunelu je 350 km/h. Tune-

Obr. 1 Příčný řez tunelem Seikan, 1 – hlavní tunel, 2 – obslužný tunel, 3 – průzkumná štola, 4 – propojka (www.pref.aomori.lg.jp)

Fig. 1 The Seikan tunnel cross-section, 1 – main tunnel, 2 – service tunnel, 3 – pilot adit, 4 – cross-passage

Obr. 2 Vizualizace Eurotunelu (www.engineering.com)Fig. 2 The Eurotunnel visualisation

Obr. 3 Vizualizace bázového tunelu Lotschberg (www.alptransit.ch)Fig. 3 The Lotschberg base tunnel visualisation

2

1

3

1LEGENDA / LEGEND1. Jižní portál / South portal2. Východní tunel / Eastern tunnel3. Přístupový tunel Mitholz / Mitholz access tunnel4. Stanice Ferden / Ferden station5. Západní tunel / Western tunnel6. Stanice Mitholz / Mitholz station7. Severní portál Frutigen / Frutigen North portal

52

7

6

4

3

T É M A

1 2 B E T O N • 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 5 / 2 0 0 9B E T O N • 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 5 / 2 0 0 9

T O P I C

lové propojky jsou po 250 m, vnitřní průměr tunelu je 8,5 m. Přibližně v polovině délky tunelu je umístěna centrální nouzová stanice. Jedná se o 500 m dlouhý úsek se středním nouzovým tunelem mezi oběma hlavními tunely s propojkami po 50 m.

Tunel Iwate-Ichinohe (26 km)Vysokorychlostní železniční tunel slouží pro vlaky Shinkansen mezi japonskými městy Tokio a Aomori. Celková délka tunelu je 25,8 km, návrhová rychlost tunelu je 260 km/h. Tunel je dvou-kolejný a při uvedení do provozu v roce 2002 se jednalo o nej-delší železniční tunel na pevnině.

Světlá výška tunelu je 7,7 m, světlá šířka je 9,5 m a klenba tunelu má vnitřní poloměr 4,75 m. Horninový masiv, ve kterém byl tunel ražen, je tvořen granodiority, vulkanickými tufy, jílovci a slepenci. Tektonicky rozrušené vulkanické tufy byly náchylné k bobtnání. Maximální nadloží tunelu je 250 m (obr. 4). Ražba byla realizována pomocí NRTM. Během ražby byl tunel rozdělen na sedm nezávislých částí, kromě portálů probíhaly ražby z pěti štol nebo šachet.

T U N E L Y V E V Ý S T A V B Ě

Gotthardský bázový tunel (57 km)Vysokorychlostní železniční tunel Gotthard pod Alpami je součástí projektu AlpTransit a po dokončení bude nejdelším

železničním tunelem na světě. Realizace přístupových štol začala v roce 1996 a tunel by měl být otevřen v roce 2015.

Dva jednokolejné tunely spojují propojky po 325 m. V tunelu jsou přibližně ve třetinách délky tunelu dvě multifunkční stanice, které slouží pro přejezd vlaků z jedné trouby do druhé, pro pří-padné zastavení vlaků a nouzový únik osob. Stanice Sedrun je spojena s povrchem 800 m hlubokou šachtou a stanice Faido je spojená s povrchem přístupovým tunelem. Návrhová rych-lost tunelu je 250 km/h pro osobní dopravu a 160 km/h pro nákladní dopravu. Maximální nadloží tunelu je 2 300 m.

Většina trasy tunelu prochází vyvřelými a metamorfovanými horninami, které však jsou v některých místech porušené tekto-nickými zlomy. Výstavba tunelu byla rozdělena na pět sekcí. Vět-šina tunelu je ražena pomocí horninových TBM s profily od 8,8 do 9,4 m. Pomocí NRTM jsou raženy přístupové tunely, multi-funkční stanice, propojky a část hlavních tunelů v oblasti Sedrun, kde je velmi komplikovaná geologie.

Na většině tunelu je použito dvouplášťové ostění vzhledem k požadavku investora na nepropustnost ostění. Primární ostě-ní je ze stříkaného betonu (i za TBM), vnitřní ostění z monoli-tického betonu zpravidla není vyztuženo. V některých místech byla naměřena výška vodního sloupce až 415 m, nicméně díky drénování nemusel být hydrostatický tlak do výpočtů zaveden. Pouze některé části ventilačních a obslužných tunelů jsou navr-ženy jako jednoplášťové.

4

Přístupový tunel AmsteglAmsteg access tunnel

Portál ErstfeldErstfeld portal

Multifunkční stanice SedrunSedrun multifunction station

Multifunkční stanice FaidoFaido multifunction station

DETAIL NOUZOVÉ STANICEEMERGENCY STOP STATION DETAIL

Přístupový tunel FaidoFaido access tunnel

Nouzová staniceEmergency stop station

Nouzová staniceEmergency stop station

Portál BodioBodio portal

Šachta SedrunSedrun shaft

Šachta IShaft I

Šachta IIShaft II

5 6

T É M A


T O P I C

Tunel Hakkoda (26,5 km)Tunel délky 26,5 km se nachází na vysokorychlostní trati pro vlaky Shinkansen mezi městy Shichinohe a Aomori v Japonsku. Jedná se o jeden dvoukolejný tunel šířky 9,5 m o ploše výru-bu 70 m2. Návrhová rychlost tunelu bude 260 km/h. Ražba tunelu začala v roce 1998, uvedení do provozu se předpoklá-dá v roce 2010.

Většina tunelu byla ražena v metamorfovaných horninách, maximální nadloží tunelu dosahuje 540 m. Tunel byl ražený konvenčně pomocí NRTM a ražby byly rozděleny na šest částí. Většina tunelu byla ražena z přístupových štol.

Tunel Pajares (24,7 km)Tunel Pajares se nachází na vysokorychlostní železniční trati spo-jující Madrid a Costa Verde na úseku León-Gijón. Nadloží tunelu přesahuje 1 000 m. Tunel má dva jednokolejné tunely spojené propojkami. Vnitřní profil kruhového tunelu je 8,5 m.

Výstavba tunelu byla rozdělena na čtyři části. Část sekcí 1, 2 a 4 je ražena pomocí TBM (obr. 6) a zbytek by měl být ražen konvenčně. Konvenční ražby začaly v roce 2004, ražby pomocí tří TBM byly zahájeny v roce 2005 a uvedení do provozu je plánováno na rok 2010.

P Ř I P R A V O V A N É T U N E L Y

Brennerský bázový tunel (56 km)Tunel pod Alpami mezi Rakouskem a Itálií délky 56 km bude postaven na vysokorychlostním železničním spojení Mni chov––Verona. Délka v současné době ražené průzkumné štoly je 54 km (24,5 km na rakouském území a 29,2 km na italském území). Maximální nadloží tunelu bude 1 670 m.

Příprava projektu začala předběžnou studií v roce 1986. Roz-hodnutí ministrů dopravy Německa, Rakouska a Itálie o jeho rea-lizaci bylo učiněno v roce 1994 a bylo podpořeno Evropskou unií. V roce 1999 byla ustanoveno seskupení, které má přípravu pro-jektu na starosti. Ražba průzkumné štoly začala v roce 2006.

Tunel se bude skládat ze dvou jednokolejných tunelů o vnitř-ním průměru 8 m, jejich vzdálenost bude 40 až 70 m. Obsluž-ný tunel (původně průzkumná štola) je situován mezi traťový-mi tunely přibližně 10 m pod jejich úrovní. Hlavní tunely budou spojeny propojkami po 333 m (obr. 7). V tunelu budou tři mul-tifunkční stanice vzdálené max 20 km, které budou přístupo-vými tunely propojeny s povrchem. Stanice budou sloužit pro zastavení vlaku, únik cestujících z tunelu v případě mimořád-ných událostí a pro údržbu tunelu. Podél multifunkčních stanic budou vybudovány únikové štoly spojené propojkami s traťový-mi tunely. Stanice také umožní přejezd vlaků z jednoho tune-lu do druhého.

Obr. 4 Podélný geologický řez tunelu Iwate-Ichinohe

Fig. 4 The Iwate-Ichinohe tunnel longitudinal geological section

Obr. 5 Vizualizace Gotthardského bázového tunelu (www.alptransit.ch)

Fig. 5 The Gotthard base tunnel visualisation

Obr. 6 TBM firmy Robbins před ražbou sekce 4 tunelu Pajares

Fig. 6 TBM manufactured by Robbins prior excavation of the Pajares tunnel lot 4

Obr. 7 Vizualizace bázového tunelu Brenner (pohled z jihu) (www.bbt-se.com)

Fig. 7 The Brenner base tunnel visualization (South view)

Obr. 8 Podélný geologický řez tunelů na trati Lyon–Turín (www.ltf-sas.com)

Fig. 8 Longitudinal geological section of tunnels on the Lyon – Torino railway link 7

8

Stanice InnsbruckInsbruck station

Stanice SteinachSteinach station

JIŽNÍ PORTÁL FORTEZZAFORTEZZA SOUTH PORTAL

SEVERNÍ PORTÁL INNSBRUCKINNSBRUCK NORTH PORTAL

Stanice WiesenWiesen station

Přístupový tunelAccess tunnel



T É M A


T O P I C

Bázový tunel na trati Lyon–Turín (53 km)53 km dlouhý bázový železniční tunel bude postaven na želez-niční trati Lyon–Turín spojující severní Itálii s údolím řeky Rhone ve Francii. Dva jednokolejné tunely budou spojeny propojkami po 400 m a v tunelu budou čtyři nouzové stanice.

Maximální nadloží tunelu je 2 200 m. Horninový masiv je tvořen vyvřelinami na východě a sedimentárními horninami na západě (obr. 8). Ražby bázového tunelu budou realizová-ny z portálů a ze tří mezilehlých míst, které všechny leží na francouzském území. O metodě ražby bude rozhodnuto až na základě podrobnějších geologických informací. Pro nejdelší sekci mezi stanicí Modane a portálem Census o délce 24 km se předpokládá nasazení čtyř TBM (po dvou strojích z každé stra-ny). Ražba tří přístupových tunelů z Francie, které jsou zároveň využity jako průzkumné štoly, již byla zahájena.

Tunel pod Gibraltarem (37,7 km)Průliv Gibraltar mezi Evropou (Španělsko) a Afrikou (Maroko) je široký 14 km. Vzhledem k velkému provozu trajektů a časté nepřízni počasí je v dané oblasti značné nebezpečí srážky plavi-del. Možnost realizace tunelu je zkoumána již asi osmdesát let. Hlavním problémem projektu byla přílišná hloubka průlivu v nej-užším místě, a proto musela být trasa tunelu posunuta směrem k Atlantiku, kde je vzdálenost břehů 28 km.

Tunel bude dlouhý 37,7 km, v nejhlubším místě je nadlo-ží tunelu 100 m pod dnem moře a hloubka moře je 300 m. Tunel bude složen ze dvou jednokolejných tunelů a jednoho obslužného tunelu uprostřed. Nejprve bude vzhledem k men-šímu profilu vyražen obslužný tunel. Následně bude provedena

výstavba prvního traťového tunelu. Realizace druhého traťové-ho tunelu bude následovat až několik desetiletí po prvním tune-lu v závislosti na nárůstu dopravy.

Tunel Koralm (32,8 km)Koralmská dráha je dvoukolejná elektrifikovaná železniční novo-stavba délky okolo 130 km s návrhovou rychlostí 200 km/h. Nejdůležitější částí nové tratě je 32,8 km dlouhý tunel Koralm. Maximální nadloží tunelu je okolo 1 250 m. První průjezd tune-lem je předpokládán v roce 2016 a uvedení do provozu celé tratě je plánováno na rok 2018.

O systému tunelu bylo rozhodnuto na základě multikriteriál-ního hodnocení z hlediska stavebního a provozního a výsled-kem byl výběr varianty dvou jednokolejných tunelů (obr. 9). Předmětem dalšího zkoumání bylo stanovení vzdálenosti tune-lových propojek, potřeba kolejového propojení obou tunelů a nouzové zastávky a požadavky na větrání. Propojky byly nakonec navrženy po 500 m. Nouzová zastávka bude zhru-ba uprostřed tunelu. Všechna kolejová propojení se odehrávají před nebo za tunelem, přímo v tunelu není žádné propojení nebo křížení jednotlivých kolejí.

V současné době probíhají průzkumné práce. Práce zahrnu-jí výstavbu průzkumných štol Štýrsko–Leibenfeld délky 2,5 km, přístup ke štole je pomocí šachty, a Korutany délky 8 km se vstupem pomocí 120 m hluboké šachty. Profil štol je stejný jako kalota budoucího tunelu. Celková délka průzkumných děl je 11 km. Plánovaný tunel prochází na západní straně Koralps-kého masívu terciérními usazeninami Laventálské pánve. Nás-leduje strmý přechod mezi Laventálskou pánví a Koraplským masívem ovlivněný poruchovou zónou. V komplexu krystalini-ka je zastoupena zejména pararula. Jednotlivé metody ražby tunelu a délky jejich použití byly určeny na základě geotechnick-ých podmínek. Pomocí TBM bude raženo 45 km, zbývajících 21 km bude raženo NRTM.

Tunel Praha-Beroun (24,7 km)Zpracovaná přípravná dokumentace uvažuje realizaci dvou jed-nokolejných tunelů s kruhovým profilem o vnitřním průměru 8,3 m. Protisměrné tunely budou spojeny propojkami s roze-stupy 400 m. Tunely budou obsahovat dva rozplety v oblas-ti Prahy (odbočka na Krč) a dva rozplety v oblasti Berouna (pro možnost realizace odbočení v budoucnu). Odbočení jsou řešena

Obr. 9 Vizualizace tunelu Koralm (www.oebb.at)

Fig. 9 The Koralm tunnel visualisation

Obr. 10 Trasa tunelu Praha–Beroun

Fig. 10 The Prague – Beroun tunnel situation

10

9

T É M A


T O P I C

mimoúrovňově, protisměrná jízda vlaků v jednom tunelu je vyloučena. Ražba tunelů bude probíhat pomocí několika TBM, část tunelů bude ražena pomocí NRTM (tunely v oblasti pražských portálů, propojky, rozplety, šachty atd.). Obousměrné ražby pomocí TBM jsou předpokládány ze staveniště u obce Tachlovice přibližně uprostřed tunelu (obr. 10), kde bude zřízen přístupový tunel, šachta a montážní komory pro TBM. Projekt bude umožňovat i ražbu směrem od Berouna. Vzhledem k nedostatku prostoru v oblasti pražských portálů je realizace NRTM ražeb mezi rozplety a pražskými portály předpokládána z přístupového tunelu.

Z Á V Ě R Z příkladů tunelů uvedených v tomto článku je patrná rozma-nitost řešení nejdelších světových železničních tunelů. Prakticky každý z uvedených tunelů je jedinečný, každý tunel představuje individuální řešení dle rozdílných podmínek staveb (např. geo-logické a hydrogeologické poměry či mocnost nadloží) a odliš-

ných požadavků na jejich provoz (např. návrhová rychlost či druh dopravy) a požadavků na bezpečnost (např. způsob řešení mimořádných událostí či požadovaná úroveň bezpečnosti).

Připravovaný tunel Praha–Beroun svými parametry, tj. způ-sobem a dobou výstavby, délkou a cenou, přesahuje všechny zatím realizovné dopravní stavby v ČR. Svou jedinečností zna-mená velkou výzvu pro české tunelářské stavitelství a zároveň také příležitost posunout v následujícím desetiletí tento obor v ČR na úroveň umožňující podílet se na obdobných budoucích stavbách v Evropě i ve světě.

Maximální pozornost a úsilí věnované přípravě projektu je pod-mínkou předpokládaného urychleného zahájení výstavby. Prů-běh vlastní výstavby bude odpovídat rozsahu a kvalitě přípravy a kontroly provádění. Zkušenosti z obdobných evropských pro-jektů nám přitom mohou být velmi cenným podkladem.

Autor děkuje za podporu výzkumných grantů GACR 205/08/0732

a VZ 03 CEZ MSM 6840770003.

Doc. Ing. Matouš Hilar, Ph.D.

D2 Consult Prague, s. r. o.

tel.: 241 443 411, 604 862 686

e-mail: [email protected], www.d2-consult.cz

Stavební fakulta ČVUT v Praze, Katedra geotechniky

PPODZEMNÍ STAVBYPRAHA 2010

Česká tunelářskáasociace ITA-AITESpořádá

Registrace účastníků přes www.ita-aites.cz od 1. 11. 2009

Termín pro zaslání zpracovaných příspěvků:

do 15. ledna 2010

Termín: 14. až 16. 6. 2010Místo: Clarion Congress, Hotel Prague

Hlavní téma konference:

DDOPRAVNÍ A MĚSTSKÉ TUNELY

11. mezinárodní konferenci

Více na: www.ita-aites.cz

Literatura:[1] Amberg F.: Rail rules for the Swiss. Tunnels and Tunnelling,

December 2000[2] Darcy D., Gmür W.: A Swiss tunnelling experience. Tunnels

and Tunnelling May 2004[3] Harer G.: Koralm tunnel closer to tender, Tunnel & Tunnelling

International, May 2003[4] Klepsatel F., Kusý P., Mařík L.: Výstavba tunelů ve skalních

horninách. Bratislava 2003[5] Krása D., Růžička J., Hasík O.: Prague–Beroun, New Railway

Connection, Proc. of the World Tunnel Congress in Prague 2007. pp. 307-308

[6] Morocutti G., Schennach G.: Brenner Base Tunnel Project – Rails for Europe. FIG XXII International Congress, Washington D.C., USA, 2002

[7] Neerhout J.: The Making of the Channel Tunnel, Lecture – Olpin Union Building at the University of Utah, October 5th, 1995

[8] Nieuwenhuis J. E., Ambrunaz F. Q., Verbesselt E., Boisguerin E., Piepers P., van der Giessen A.: Safety requirements of the 53 kilometer railway tunnel through the Alps between Italy and France, Proc. of the 33rd World Tunnelling Congress in Prague, 2007

[9] Nirasawa N.: The Soundness of the Longest Tunnel in the World. Maintenance in the Seikan Undersea Tunnel. Hokkaido University Proc., 1997

[10] Rehbock-Sander M., Gerdes, A.: Gotthard Base Tunnel: Work progress at the Five Construction Sections, Proc. of the 33rd World Tunnelling Congress in Prague, 2007

[11] Triclot J., Rettighieri M., Barla G.: Large deformations in squeezing ground in the Saint-Martin La Porte gallery along the Lyon-Turin Base Tunnel, Proc. of the 33rd World Tunnelling Congress in Prague, 2007

[12] Yamaji H.: The World’s Longest Terrestrial Railway Tunnel – Iwate-Ichinohe Tunnel on the Tohoku New Trunk Line, 2002

[13] Hilar M., Srb M.: Tunel Praha-Beroun a základní parametry obdobných projektů. Tunel 2/2008

[14] Hilar M.: Příprava a výstavba dlouhých železničních tunelů, Habilitační práce, FSv ČVUT v Praze, 2008


B L A N K A T U N N E L C O M P L E X A T T H E C I T Y C I R C L E R O A D I N P R A G U E

T U N E L O V Ý K O M P L E X B L A N K A N A M Ě S T S K É M O K R U H U V P R A Z E


S T R U C T U R E S

L U D V Í K Š A J T A R , P A V E L Š O U R E K , J A N L . V Í T E K

Největší podzemní stavbou budovanou v současné době v České republice je tunelový komplex Blanka v Praze. Tato rozsáhlá stavba realizovaná v rámci výstavby severozápadní části Městského okruhu má celkovou délku 6,382 km a délka samotné tunelové části dosahuje 5,5 km. Po svém zprovoznění doplní již provozovanou jihozápadní část okruhu délky cca 17 km s tunely Zlíchovským, Mrázovkou a Strahovským.The Blanka tunnel complex, currently under construction, belongs to the lar-gest undergound structures in the Czech Republic. This extensive set of structures represents a northwestern part of the City Circle Road 6,382 km long. After opening, it will sustantially increase the length of already completed, 17 km long part of the City Circle, including the Zlichov, Mrazovka and Strahov tunnels.

Budovaný úsek Městského okruhu (MO) hlavního města Prahy prochází urbani-zovaným prostředím střední části města na hranici historického jádra a rovněž pro-storem chráněné přírodní památky Králov-ská obora. Již počátkem 90. let minulého století, kdy probíhaly studijní práce na tra-sování a následně výběr varianty vedení této části okruhu, bylo jasné, že převáž-nou část stavby bude třeba vést v tune-lech, budovaných jednak z povrchu, ale z velké části i ražených, aby vliv výstav-by a především pak provozu na vzniklé kapacitní komunikaci způsobil minimální zásah do svého okolí. Tak vznikl souvislý tunelový komplex Blanka zahrnující mezi křižovatkou Malovanka u severního por-tálu Strahovského tunelu a křižovatkou Troja u nového trojského mostu přes Vlta-vu tři na sebe plynule navazující tunelové úseky. V pořadí od již provozované západ-ní časti MO jsou to (obr. 2):• Tunelový úsek Brusnice vede od sever-

ního portálu Strahovského tunelu ve stopě ulice Patočkovy nejdříve hlou-benými tunely. Za křižovatkou s ulicí Myslbekova vstupuje trasa do ražené-

ho úseku, který končí před křižovatkou Prašný most, kde již pokračují opět tune-ly hloubené. Celková délka úseku je 1,4 km, z toho je 550 m ražených.

• Tunelový úsek Dejvice začíná v mimo-úrovňové křižovatce Prašný most a pokračuje v celé délce hloubenými tunely ve stopě třídy Milady Horáko-vé až do místa budoucí mimoúrovňo-vé křižovatky U Vorlíků. Celková délka úseku je 1 km.

• Tunelový úsek Královská obora pokra-čuje od křižovatky U Vorlíků nejdříve krátkým hloubeným úsekem na Letné, na který navazuje ražený úsek vedou-cí směrem pod zástavbu, Stromovku (Královská obora), plavební kanál, Císař-ský ostrov, Vltavu a končí dalším hlou-beným úsekem až k trojskému portálu. Celková délka úseku je 3,07 km, z toho je 2 231 m ražených.Délka celého tunelového komplexu

je 5 483 m v severní tunelové trou-bě a 5 471 m v troubě jižní. Celková délka všech ražených tunelových trub dosahuje 5,54 km, celková délka všech

hloubených tunelových trub je 6,56 km. Po zprovoznění tak vznikne nejdelší tunel v České republice, který překoná délku všech stávajících více než dvakrát.

Pro obecnější přehled stojí za zmín-ku drobné vysvětlení, jak tato význam-ná stavba přišla k názvu Blanka. V prů-běhu studijních prací a jejich vyhodno-cování byla navržena řada variant ozna-čených velmi neadresnou kombinací pís-men a číslic. Po snížení počtu posuzova-

ných variant na tři bylo pro snazší identi-fikaci přistoupeno k jejich pojmenování dívčími jmény s počátečním písmenem shodným s počátečním písmenem praž-ské čtvrti, kterou byla trasa varianty vede-na. Vznikly tak varianty Hana – Holešovi-ce, Dana – Dejvice a Blanka – Bubeneč.

S M Ě R O V É A S K L O N O V É V E D E N Í

Trasa komunikace je v celé délce vedena jako striktně směrově rozdělená se samo-statným dvou až tří pruhovým tubusem v každém směru. Výškově trasa tune-lů klesá v celé délce od křižovatky Malo-vanka až pod Vltavu, odkud stoupá k troj-

Obr. 1 Situace variant severozápadní části Městského okruhuFig. 1 Plan of the alternatives of the Northwestern part of the City Circle Road

Obr. 2 Situace tunelového komplexu BlankaFig. 2 Plan of the Tunnel Complex Blanka

Obr. 3 Podélný řez úsekem Královská oboraFig. 3 Longitudinal section – part King‘s Deer park

1


1 7

S T R U C T U R E S

B E T O N • 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 5 / 2 0 0 9

skému portálu. Maximální podélný sklon dosahuje 5 %, na rampě až 8 %. Rozdíl nivelet mezi nejvyšším a nejnižším mís-tem tunelu je 113,5 m. Nejmenší hod-nota poloměru směrového oblouku hlav-ní trasy činí 330 m. Šířka jízdních pruhů v celém úseku je 3,5 m, výška průjezdné-ho profilu 4,8 m. Návrhová rychlost je sta-novena na 70 km/h.

G E O L O G I C K É P O M Ě R Y

Geologické podmínky celé stavby jsou poměrně složité a dosti proměnlivé. Trasa tunelů leží v tzv. pražské pánvi, dílčím sedimentačním prostoru rozsáhlého bar-randienského synklinoria, v němž je skal-ní podloží tvořeno zvrásněným komple-xem aleuropelitických břidlic, drob, pískov-

ců a křemenců ordovického stáří. Hlavní zastoupení mají vrstvy letenských břidlic monotónního i flyšového vývoje. V přípa-dě monotónního vývoje se jedná o písčité a prachovité břidlice jemně až hrubě slíd-naté a tlustě deskovitě vrstevnaté s malou odolností proti zvětrávání. V případě flyšo-vého vývoje se jedná o písčité a drobové břidlice s vložkami křemenců. Břidlice jsou hrubě slídnaté a tlustě deskovitě vrstevna-té. Křemence a pískovce tvoří cca 30 až 50 %. Flyšový vývoj letenského souvrst-ví je proti zvětrání odolný a mocnost zvě-trání dosahuje většinou menších hodnot okolo 3 m. Úsek v údolní nivě řeky Vltavy prochází nekvalitními jílovitoprachovitými břidlicemi a silně rozpukanými křemen-ci libeňského souvrství a písčitoprachovi-

tými břidlicemi souvrství dobrotivského.Mladší geologické útvary jsou zastou-

peny kvartérními pokryvy. Nejrozšířeněj-ší jsou eolické sedimenty, překryté antro-pogenními sedimenty jako důsledek his-torické stavební činnosti. Zastoupeny jsou i sedimenty fluviální a místy i deluviální. Co do složení převládá písčitá hlína se štěrkem, tj. kameny a valouny různé veli-kosti a stavební suť. Mocnost kvartérních sedimentů dosahuje až 38 m, zpravidla však do 15 m.

Podzemní voda sleduje převážně povrch skalního podloží a její hladina se pohybuje v rozmezí 8 až 20 m pod terénem. V pro-storu podchodu Vltavy a přilehlých říč-ních teras jsou vrstvy pokryvů nasyceny v závislosti na výšce hladiny v řece.

2

3



S T R U C T U R E S


Maximální nadloží ražených tunelů je 44 m, minimální 8 m. Nejmenší nadloží pode dnem Vltavy činí 14,5 m.

V obtížném úseku ražených tunelů pod zvodnělou říční terasou Vltavy byla v rámci podrobného geotechnického prů-zkumu vyražena průzkumná štola. Celko-vá délka štoly dosáhla 2 150 m, v převáž-né délce je štola vedena v profilu budou-cí jižní tunelové trouby. Pod Vltavou a v závěrečném úseku na úpatí svahu Letné, kde jsou zastiženy velmi kompli-kované geotechnické podmínky, byla prů-zkumná štola vyražena i v profilu budoucí severní tunelové trouby (obr. 9).

Jedním z největších problémů při ražbě tunelů je zvodnělost horninového pro-středí. Konečný přítok do celé průzkum-né štoly se pohyboval okolo 65 l/s. Byla zaznamenána závislost mezi protékajícím množstvím vody ve Vltavě a přítokem podzemní vody do průzkumné štoly.

T E C H N I C K É A K O N S T R U K Č N Í Ř E Š E N Í

Celý tunelový komplex Blanka se sklá-dá z několika na sebe těsně navazujících tunelových úseků ražených i hloubených. S ohledem na požadavek sjednocení celé koncepce návrhu jsou veškeré tune-ly zatříděny do tří základních typů technic-kého řešení – jednoho systému tunelů ražených a dvou systémů tunelů hloube-ných. Při návrhu technického řešení tune-lů a zejména technologie ražeb se vychá-zelo ze zkušeností získaných při výstav-bě tunelu Mrázovka, který byl budován v obdobných podmínkách s obdobnými technickými prostředky a mechanizmy.

Veškeré ražené tunely jsou navrženy jako dvouplášťové, realizované pomocí technologie NRTM (Nová rakouská tunelo-vací metoda). Ostění, případně i mezilehlá izolace jsou uzavřené. Primární ostění je ze stříkaného betonu C20/25, vyztužené pří-hradovými rámy z betonářské výztuže, dále svařovanými ocelovými sítěmi a svorníky. Ražba probíhá s horizontálním členěním na kalotu, opěří a spodní klenbu ve dvou-pruhových tunelech a s vertikálním členě-ním čelby u části tunelů třípruhových. Jako doplňující opatření jsou v kritických úsecích prováděny sanační injektáže, mikropilotové deštníky, úprava členění pobírání, případ-ně kombinace uvedených úprav. Tloušť-ka primárního ostění se podle technologic-kých tříd NRTM a velikosti výrubního profi-lu pohybuje od 200 do 350 mm. Výrubní profil dvoupruhového tunelu je 123,5 m2 a třípruhového 173,5 m2.

4

5

6


1 9

S T R U C T U R E S


Pro zajištění vodotěsnosti ražených tunelů v úseku pod Krá-lovskou oborou, s ohledem na nemožnost jejich gravitačního odvodnění trvalou drenáží, byl navržen hydroizolační systém sestávající z fóliové uzavřené izolace, vnějších spárových pásů a injektážně monitorovacího systému hadic umožňujících injek-táž mezi vnější líc definitivního ostění a izolaci.

Definitivní ostění ražených tunelů je navrženo jako uzavřené železobetonové monolitické z betonu třídy C30/37 a C20/25. Tloušťka definitivního ostění se v různých průřezech pohybuje od 450 do 600 mm. Jako výztuže je využito ocelových svařo-vaných sítí doplněných příložkami dle výsledků statických výpo-čtů. Do betonu horní klenby jsou použita polypropylenová (PP) vlákna jako ochrana proti počátečnímu smršťování a především proti vlivu požáru na ztrátu únosnosti, resp. odprýskávání beto-nu krycí vrstvy výztuže.

V raženém úseku tunelu Brusnice, kde doposud nebyly práce započaty, se opět předpokládá využití uzavřeného hydroizolač-ního systému, avšak bez membránové izolace. Jako hydroizolač-ní bariéra je zde oproti DZS uvažována konstrukce definitivního ostění z vodonepropustného betonu. Vodotěsnost zajistí kom-binace vyztuženého betonu navrženého na šířku trhlin a prvků pro těsnění pracovních a dilatačních spár.

Úseky hloubených tunelů jsou podle jejich technického řešení rozděleny na tunely klasického typu a tunely realizované čelním odtěžováním tzv. modifikovanou milánskou metodou.

Hloubené tunely klasické jsou navrženy vždy do otevřené stavební jámy zajištěné buď podzemními, záporovými, štětový-mi nebo mikropilotovými stěnami, případně svahováním nebo kotvenou skalní stěnou. Konstrukce tunelu jsou navrženy z beto-nu třídy C30/37 a C25/30 a výztuž je volná vázaná. Do kon-strukcí stěn a stropu, případně horní klenby jsou rovněž navrže-na PP vlákna. Tento typ konstrukcí je využíván převážně v místech se složitou prostorovou dispozicí (rozplety, technologická centra, podzemní garáže, dostatek prostoru). Vodotěsná izolace těchto částí je na bázi bentonitových rohoží a kompozitů, vždy s doplňu-jícími prvky pro dotěsnění dilatačních a pracovních spár.

Hloubené tunely realizované čelním odtěžováním jsou navrženy v místech s velmi stísněnými prostorovými podmín-

Obr. 4 Vizualizace mimoúrovňové křižovatky MalovankaFig. 4 Crossing Malovanka – visualization

Obr. 5 Vizualizace parku nad tunelovým úsekem BrusniceFig. 5 Tunnels Brusnice – visualization

Obr. 6 Vizualizace křižovatky Prašný mostFig. 6 Crossing Prašný most – visualization

Obr. 7 Axonometrie automobilových tunelů a konstrukcí metra ve stanici Hradčanská

Fig. 7 Scheme of the automobile tunnels and underground tunnels – station Hradčanská

Obr. 8 Vizualizace ramp v křižovatce U Vorlíků na LetnéFig. 8 Crossing „U Vorliku“ – ramps visualization

Obr. 9 Příčný řez raženým tunelem Královská obora ve StromovceFig. 9 Cross-section of the mined tunnel in King‘s Deer park

Obr. 10 Vizualizace interiéru tuneluFig. 10 Interior of the triple lane tunnel – visualization

7

8

9

10



S T R U C T U R E S


kami a v místech s nutností minimaliza-ce časového omezení provozu na povr-chu. Postup výstavby spočívá ve vytvo-ření podzemních konstrukčních monoli-tických stěn z povrchu, případně ze zajiš-těného předkopu stavební jámy. Na srov-naném povrchu dna stavební jámy je vybetonována definitivní nosná konstruk-ce stropu (uložená na hlavy podzemních stěn), která se po zatvrdnutí opět zasy-pe. Na povrchu se tak mohou provést finální úpravy a obnovit provoz. Odtěže-

ní vlastního profilu tunelu se provádí až po dokončení celého úseku těchto tune-lů čelně z navazující jámy klasických tune-lů, nebo od křižovatkových ramp. Ražba se provádí pod ochranou stropu a stěn. Konstrukce tunelu jsou opět z betonu třídy C30/37 a C25/30 s přidáním PP vláken do stropní desky. Hydroizolace tunelu je zajištěna vodonepropustným betonem nosných konstrukcí a ostění doplněných prvky pro těsnost dilatačních a pracovních spár.

V celé délce tunelového komplexu Blanka je mnoho technicky i stavebně zajímavých a náročných úseků. Ty nej-zajímavější, případně nejkomplikovanější z nich jsou popsány dále.

Prvním složitým úsekem je hned por-tálová část tunelu navazujícího na kři-žovatku Malovanka. Celý objekt hloube-ných tunelů se dvěma přidanými křižo-vatkovými rampami tvoří železobetono-vý monolit. Jeho součástí jsou i techno-logické prostory, umístěné mezi tunelo-vé trouby. Základní problematikou návr-hu této části tunelu bylo kromě postupu výstavby ve vztahu na provoz na povr-chu v ulici Patočkova, rozčlenění do dila-tačních celků prostorově a dispozičně velmi komplikovaného objektu půdorys-ných rozměrů cca 120 x 100 m.

Ztížené podmínky pro návrh a výstav-bu jsou dále v brusnickém úseku raže-ných tunelů. Části profilu třípruhových trub budou raženy ve vrstvách kvartér-ních pokryvů tvořených převážně eolic-kými sedimenty. Jako doplňující opatření jsou zde pro ražbu navrženy radiální slou-py tryskové a tlakové injektáže provádě-né nad horní klenbou tunelu v předstihu z předvýrubu kaloty tunelu.

Do rozsáhlé otevřené stavební jámy v křižovatce Prašný most jsou společ-ně umístěny i křižovatkové rampy, tech-nologické centrum a podzemní garáže se 463 stáními. Především koordinace činností na jednotlivých částech objektu spolu se zachováním povrchové dopra-vy, včetně tramvají a umožnění přístupu do navazujících tunelů ražených, předsta-vuje velmi náročný úkol a přináší speci-ální požadavky na železobetonové kon-strukce objektu.

Dalším náročným úsekem je průchod hloubených tunelů dejvického tunelo-vého úseku mezi vestibulem stanice metra Hradčanská a kolejištěm nádra-ží ČD Praha-Dejvice. Pro výstavbu hlou-bených tunelů systémem čelního odtě-žování bude severní část vestibulu ubou-rána a po jejich realizaci opět obnove-na, spolu s výstavbou nového podchodu pod dráhou ČD do ulice Dejvická.

Problematika koordinace výstavby s provozem je rovněž v úseku celé délky hloubených tunelů úseku Dejvice. Trasa je umístěna převážně v prostoru třídy Milady Horákové, která je v podstatě jedinou propojovací trasou mezi východ-ní a západní částí města v celém jeho severním segmentu. Pro zkrácení povr-

11


2 1

S T R U C T U R E S


chových záborů bylo využito technolo-gie hloubených tunelů čelním odtěžová-ním pod ochranou trvalých nosných kon-strukcí stropů a stěn. I přesto bylo z pro-storověčasových důvodů (výluky dopravy a přeložky inženýrských sítí) nutné rozčle-nit výstavbu nosných konstrukcí v podél-ném směru do pracovních úseků bez roz-vinutí proudové metody a ještě více tak zmenšit plochy dočasných záborů. Výji-mečné je v tomto úseku rovněž nadlo-ží nad stropní konstrukcí dosahující cca 7 m. Z důvodů uložení kanalizačního sběrače na strop (vede šikmo přes tune-ly) zde nebylo možné využít klenbových konstrukcí zastropení, a tak vodorovná stropní deska přenáší celou výšku nadlo-ží. Proto bylo pro zpětné zásypy využito zeminy zlepšené přidáním 3 % vápna. Tím je dosaženo jednak snížení sedání a zároveň i lepšího statického působení tunelového ostění.

Dalším významným prvkem tunelové-ho komplexu je portálová část hlou-bených tunelů na Letné. Do otevřené stavební jámy s hloubkou až cca 25 m jsou kromě podzemní křižovatky, vlast-ních tunelových trub a podzemního tech-nologického centra umístěny podzemní

garáže s 863 parkovacími místy. Výstav-ba a technické řešení podzemního objek-tu o sedmi podlažích bude podřízeno potřebě přístupu k raženým tunelům pod Stromovkou. Samostatným problémem této části je zastropení čtyř rozpletových úseků, kde se průběžný třípruhový, resp. dvoupruhový tunel rozšiřuje o dvoupru-hové odpojovací, resp. připojovací rampy mimoúrovňové křižovatky U Vorlíků. Nej-větší rozpětí, které musí stropní konstruk-ce překonat, dosahuje 26,2 m. Výška

zemního zásypu nad stropní konstruk-cí se pohybuje okolo 6 až 8 m. Na pře-nos vznikajících extrémních ohybových momentů je proto navržen monolitický dodatečně předpínaný strop tunelu.

Ve stavební jámě na Letné začína-jí ražené tunely (úsek Královská obora) vedoucí od portálu u stadionu AC Spar-ta a končící přibližně u Trojského jezu na druhém břehu Vltavy. Největší kompli-kace při výstavbě těchto ražených tune-lů se očekávaly v úseku o délce cca

Obr. 11 Letecký snímek staveniště Letná

Fig. 11 Aerial view of the site Letna

Obr. 12 Vizualizace zakrytí povrchového úseku na Praze 8

Fig. 12 Cover of the tunnels in Prague 8 – visualization

Obr. 13 Letecký snímek staveniště Troja

Fig. 13 Aerial view of the site Troja

12

13



S T R U C T U R E S


160 m od úpatí svahu Letné do Stro-movky, v blízkosti historické budo-vy Šlechtovy restaurace. Obě tunelové trouby zde procházejí místem s nejnižším nadložím na rozhraní vrstev nekvalitních libeňských břidlic a řevnických křemenců. Nejmenší výška skalního nadloží zde činí cca 1 m. Nad tímto nadložím se nacháze-jí saturované štěrkopísky s mocností cca 11 m, proto byla v tomto úseku prove-dena z průzkumné štoly i z povrchu trys-ková a tlaková horninová injektáž pomo-

cí systému radiálních vějířů pro zlepše-ní pevnostních a přetvárných vlastností nadloží. Samotná ražba je v těchto mís-tech prováděna pod ochranou mikropi-lotových deštníků a se členěním výrubu. I přes tato opatření bohužel došlo v loň-ském roce k výjimečné události spočívají-cím v porušení stability sanovaného hor-ninového masivu a následně v provale-ní zvodnělých sedimentů vltavské terasy do tunelu. Současně s tím se extrémně zvýšil přítok vody a bahna do tunelu.

Významný je i podchod řeky Vlta-vy raženými tunely. V Praze jde v pořa-dí již o čtvrtou tunelovou trasu (metro A, B a C) vyraženou pod korytem řeky. V tomto případě však je dosaženo nej-většího výrubního profilu (cca 120 m2), při minimálním nadloží pode dnem 14,5 m.

K zajištění požárního a provozního větrání převážné části ražených tune-lů úseku Královská obora je pod obyt-nou zástavbou na Letné navržen složi-tý komplex podzemních technologic-kých objektů. Největším objektem je strojovna vzduchotechniky, která je umís-těna paralelně s trasou tunelů v osové vzdálenosti od severní tunelové trouby cca 85 m. Plocha výrubu činí téměř 300 m2, délka 125 m. Při její ražbě v leten-ských břidlicích s výškou skalního nadlo-ží 25 m bude použito vertikálního čle-nění výrubu. Do objektu strojovny vzdu-chotechniky jsou zaústěny vzduchotech-nické kanály zajišťující přívod i odvod vzduchu. Na jižním konci strojovny se napojuje tunel přivádějící čerstvý vzduch do severní tunelové trouby a sloužící zároveň jako dopravní cesta pro zaváže-ní i následné výměny technologických zařízení ve strojovně. Na severním konci na strojovnu navazuje tunel přivádějí-cí čerstvý vzduch přes propojku do jižní tunelové trouby. Do středu strojovny je zaústěn tunel odvádějící znečištěný vzduch z obou tunelových trub.

Tento složitý podzemní uzel zde bylo možné navrhnout jen díky velmi přízni-vým geologickým podmínkám. Výsled-ky matematického modelování (MKP) potvrdily reálnost navrženého řešení a poskytly informace o předpokládaných velikostech deformací na povrchu, které by neměly překročit 35 mm.

Poslední částí tunelového komple-xu Blanka je hloubený úsek na troj-ském břehu. Tunely zde budou budo-vány v otevřených stavebních jámách, které jsou paženy do úrovně skalní báze podzemními nebo štětovými stěnami kotvenými v několika úrovních, a níže potom kotvenými skalními stěnami. Jed-ním z kritérií návrhu byl vliv povodňo-vého stavu v řece na možnost vyplavá-ní tunelového tubusu. Po vymodelová-ní propustnosti protipovodňového valu, včetně hydraulického odporu a piezo-metrické výšky, a následném posouze-ní konstrukce tunelu byla tato možnost vyloučena.

14

15

16


2 3

S T R U C T U R E S


V Y B A V E N Í T U N E L Ů

Technologické a bezpečnostní vybave-ní tunelového komplexu Blanka splňu-je a v mnoha případech překračuje mini-mální bezpečnostní požadavky stanove-né evropskou směrnicí vydanou v roce 2004. Skutečnost, že všechny pražské automobilové tunely jsou řízeny a ovlá-dány ze dvou dispečerských pracovišť, jedno pro řízení dopravy a druhé pro sle-dování a řízení technologického vybave-ní, podmínila vybavení tunelového kom-plexu Blanka odpovídajícím monitorova-cím, řídícím a bezpečnostním systémem, kompatibilním s ostatními tunely. Velký význam celého úseku tunelu z hlediska dopravy v Praze a předpokládaná vyso-ká intenzita provozu stanovily požadavky na vysokou spolehlivost navržených tech-nologických systémů s minimálními náro-ky na údržbu, včetně minimalizace pro-vozních nákladů a to zejména nákladů na elektrickou energii. Spotřebu elektrické energie ovlivňuje zejména systém osvět-lení a větrání. Z tohoto důvodu byla věno-vána velká pozornost právě návrhu systé-mu větrání.

Provozní systém větrání v tunelovém komplexu Blanka využívá pístového efek-tu projíždějících vozidel a kombinuje prin-cipy polopříčného a podélného větrá-ní s lokálním odvodem nebo přívo-dem vzduchu v jednosměrném tunelu. Za běžného provozu je vzduch do tune-lu přiváděn převážně vjezdovými por-tály v kombinaci s lokálními přívody po délce tunelu. Znečištěný vzduch je nuceně odváděn čtyřmi příčně napoje-nými strojovnami tak, aby byl v co nej-vyšší míře omezen výnos z výjezdových portálů. Pro odvod tepla a kouře při požá-ru je v ražených úsecích navržen nucený odvod polopříčného systému uzavíratel-ných otvorů v klenbě tunelu, umístěných po cca 80 m. V hloubených úsecích jsou kouř a teplo nuceně odváděny lokálními strojovnami nebo pomocí proudových ventilátorů portály.

S O U Č A S N Ý S T A V V Ý S T A V B Y

Z hlediska formálního členění je budova-ná severozápadní část Městského okruhu rozdělena na šest staveb (tab. 1).

Pro celkovou koordinaci při výstav-bě byla projektanty zpracována rozsáh-lá dokumentace řešící postup realizace od jednotlivých přeložek inženýrských sítí, přes výluky dopravy až po dílčí fáze výstavby a zkušební provoz.

Tab. 1 Členění budované severozápadní části Městského okruhu

Tab. 1 Construction sites of the northwestern part of the City Circle Road

Označení stavby Místo stavby

0065 SAT 2A Strahovský automobilový tunel, stavba 2A0065 SAT 2B Strahovský automobilový tunel, stavba 2B9515 MYPRA Městský okruh v úseku Myslbekova-Prašný most0080 PRAŠ Městský okruh v úseku Prašný most-Špejchar0079 ŠPELC Městský okruh v úseku Špejchar-Pelc Tyrolka0012 Protipovodňová opatření, etapa 0007 Troja

Obr. 14 Pohled na výstavbu tunelů MMM na Hradčanské

Fig. 14 Construction of cut and cover tunnels MMM in Hradcanska

Obr. 15 Pohled na výstavbu hloubených tunelů na Letné

Fig. 15 Construction of cut and cover tunnels in Letna

Obr. 16 Pohled na výstavbu hloubených tunelů Troja

Fig. 16 Construction of cut and cover tunnels in Troja

Obr. 17 Pohled na výstavbu definitivního ostění raženého tunelu Královská oboraFig. 17 Construction of final lining in mined tunnels King’s Deer park

Tab. 2 Aktuální stav výstavby tunelového komplexu BlankaTab. 2 Contemporary state of construction of the Blanka Tunnel Complex

Staveniště Stavební objekty Počátek prací Současný stavTroja ražené tunely

pod Královskou oborouražby od července 2007 vyraženo cca 1265 m severního a 1235 m

plného profilu dvoupruhových tunelů, dokončeno definitivní ostění celého profilu JTT na cca 53 sekcích (633 m), započaty práce na definitivním ostění STT

hloubené tunely Troja výstavba od září 2007 provedeno cca 310 m plného profilu – 7 dilatací rámové dispozice a 138 m klenbového tunelu – 4 dilatace

Letná ražené tunely pod Královskou oborou

ražby od července 2009 vyraženo cca 50 m severního třípruhového tunelu

hloubené tunely Letná (klasické)

výstavba od února 2008 dokončeno cca 250 m plného profilu – 11 dilatací a 6 dilatací ramp

hloubené tunely Letná (MMM)

výstavba od července 2007 dokončeny stěny a strop u 4 dilatací v délce cca 125 m, pod stropem vyraženo cca 55 m STT

Hradčanská hloubené tunely Dejvice (MMM)

výstavba od října 2008 dokončeny stěny a strop 7 dilatací v délce 142 m, odtěžování pod stropem doposud nezačalo

Prašný most hloubené tunely Prašný most výstavba od června 2009Myslbekova hloubené tunely Myslbekova výstavba od prosince 2008

hloubené tunely Patočkova výstavba od července 2009ražené tunely Brusnice předpoklad počátku ražeb

říjen 2010Malovanka hloubené tunely výstavba od dubna 2005 dokončeny cca 3/4

17



S T R U C T U R E S


Výstavba celého úseku byla rozdělena přibližně do dvaceti základních, navzá-jem časově a prostorově provázaných etap. Cílem rozdělení do dílčích etap byla především možnost zachování maximál-ního komfortu pro projíždějící dopravu a zachování dostupnosti MHD. Koordi-nační dokumentace je neustále aktuali-zována na základě vyvstalých skutečnos-tí a nových potřeb účastníků výstavby. Již od počátku výstavby dochází bohužel k výrazným změnám v časových souvis-lostech mezi jednotlivými dílčími úseky, způsobenými zejména komplikacemi s uvolňováním ploch pro výstavbu a se zdržováním vydávání jednotlivých správ-ních rozhodnutí povolujících výstavbu. Tato skutečnost je zapříčiněna nedota-žeností české legislativy umožňující rádo-by ekologům a spekulantům velmi širo-ký prostor pro jejich obecně neprospěš-né jednání.

Dalším důvodem změn jsou potom stále nové požadavky správců sítí, dopravního podniku, TSK, SŽDC a ČD, ale i od jed-notlivých městských částí. Všechny tyto skutečnosti vedou k neustále novým požadavkům na zpracovávané realizační dokumentace, mají dopad do časového harmonogramu prací a v neposlední řadě i do celkové ceny za dílo.

Vlastní realizace tunelů probíhá ze šesti hlavních a několika dílčích stavenišť umís-těných po délce trasy. Hlavní staveniš-tě jsou: Troja, Letná, Hradčanská, Prašný most, Myslbekova a Malovanka. V sou-časné době probíhá výstavba na převáž-né délce tunelů (tab. 2).

V rámci výstavby tunelového komplexu jsou budovány i další navazující doprav-ní stavby, např. nový most přes želez-niční trať ve Svatovítské ulici, nový most přes Vltavu v Troji, dočasná zastávka ČD Gymnazijní, bude zrekonstruován ves-tibul stanice metra Hradčanská spolu s novým podchodem pod tratí ČD a rov-něž povrchový úsek MO mezi novým Trojským mostem a mostem Barikádní-ků. Zcela nově je navíc uvažováno s čás-tečným zakrytím tohoto povrchového úseku cca 300 m dlouhým přesypaným tunelem pro snížení bariérového efektu nové komunikace a pro vhodnější začle-nění do navazujícího rekreačně sportov-ního území (obr. 12).

Nedílnou součástí výstavby ražených tunelů je geotechnický monitoring. V pří-padě tunelového komplexu Blanka je ovšem množství typů měření a jejich

odečtů hodnot, ovlivněných objektů, měřících profilů, sledovacích zařízení atd. nesrovnatelné s žádnou doposud reali-zovanou stavbou v České republice. Cel-kem se předpokládá provádění dvace-ti šesti druhů základních typů měření určených pro bezpečný postup výstavby, návazné kroky observační metody a rov-něž pro zkušební provoz tunelu.

Z Á V Ě R

Rozsah celé stavby je unikátní a lze ho srovnat snad pouze s výstavbou praž-ského metra v 60. až 80. letech minu-lého století. Tomu odpovídá i délka pří-pravy stavby, množství vyvolaných inves-tic, počty přeložek inženýrských sítí, výluky a omezení dopravy včetně MHD a vůbec koordinace a organizace celé výstavby.

Ukládání betonové směsi v tunelovém komplexu Blanka je v podstatě neustálý proces zaměstnávající několik pražských betonáren. Z pohledu čistě betonářské-ho dojde v průběhu výstavby k uložení více než 1 miliónu m3 betonu, na který jsou kladeny různé nároky. Od stříka-ného betonu primárního ostění, kde je požadován především rychlý nárůst pev-nosti, přes masivní betonové konstrukce s omezováním vlivu hydratačního tepla, využití betonů s PP vlákny, samozhutni-telné betony, pohledové betony architek-tonických prvků až po vodonepropustné betony definitivních nosných konstruk-cí tunelů systému MMM. Jednotlivé dílčí požadavky s až protichůdnými dopady na zpracovatelnost jsou navíc často kom-binovány, což znamená velmi nelehký úkol pro technologickou přípravu.

Po dokončení celého komplexu tunelů, plánovaném na konec roku 2011, vč. povr-chového úseku Troja spolu s novým Troj-ským mostem dojde ke značnému zlep-šení životního prostředí nejen v bezpro-středním okolí stavby, v oblasti na hrani-cích historického centra Prahy zapsané-ho na seznam kulturního a historického dědictví UNESCO. Dnes je tento prostor neúměrně zatěžován průjezdnou dopra-vou se všemi ekologickými, ale i kapacit-ními důsledky. Zároveň dojde k dalšímu rozšíření pro život města nezbytně důle-žitých hlavních automobilových komuni-kací, v souladu s předpoklady stanove-nými v platném územním plánu hlavní-ho města Prahy.

Severozápadní úsek Městského okru-hu s tunelovým komplexem Blanka není poslední chybějící částí ochranné komu-

nikační obálky centrální Prahy. V přípravě je ještě zbývající východní část se soubo-rem staveb MO v úseku Pelc Tyrolka–Ba-labenka, Balabenka–Štěrboholská radiá-la a s Libeňskou spojkou. Délka zbývající části MO je 8,8 km, délka Libeňské spoj-ky je 1,4 km. Z této délky je předpoklá-dáno vedení trasy v ražených a hloube-ných tunelech v celkové délce přes 5 km. Stav přípravy se v současné době nachá-zí ve fázi procesu posuzování vlivu zámě-rů na životní prostředí EIA.

Investor Hlavní město Praha

Projektant tunelového komplexu

Satra, spol. s r. o., PUDIS, a. s., Metroprojekt, a. s.

Koordinátor celého souboru staveb, projektant technologie

Satra, spol. s r. o.

Zhotovitel Metrostav, a. s., v části Eurovia CS, a. s.

Dodavatel technologie ČKD DIZ Praha, a. s.Celkové investiční náklady stavby cca 29 mld. Kč

Realizace 2005 až 2011

Ing. Ludvík Šajtar

tel.: 296 337 110


Ing. Pavel Šourek

tel.: 296 337 149


oba: Satra, spol. s r. o.

Sokolská 32, 120 00 Praha 2

fax: 296 337 100, www.satra.cz

Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc.

Metrostav, a. s.

Koželužská 2246, 180 00 Praha 8

tel.: 266 709 317, fax: 266 709 193


www.metrostav.cz

Literatura:[1] Šourek P. a kol.: Tunelový komplex

Blanka – mimořádná stavba nového století, Tunel 3/2007, ČTuK

[2] Barták J., Šourek P. a kol.: Podzemní stavitelství v České republice (ISBN 978-80-239-8568-9), Satra 5/2006

[3] Sborník semináře Pražské okruhy – stavby z betonu, ČBS ČSSI 09/2009

RE C E N Z E


B E T O N • 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 5 / 2 0 0 9 2 5

S T R U C T U R E S

Tunely – ražba a primární ostění

Dvojjazyčná publikace vychází z rukopisů a podkladů, které pro připravovanou knihu o tunelech a podzemních konstrukcích shro-máždil profesor Hudec. Je zde uveden přehled postupného vývo-je metodologie podzemních konstrukcí, v němž se výklad zasta-vuje u jednotlivých hlavních postupů používaných při konvenč-ních metodách ražby. Vysvětluje důležité principy, z nichž vycháze-jí používané metody, jež jsou detailně popsány spolu s prvky růz-ných typů primární obezdívky. Po smrti profesora Hudce byl záběr knihy ještě rozšířen o nové postupy odpovídající novým přístupům k výstavbě tunelů a dalších podzemních konstrukcí.

V první, úvodní kapitole jsou vysvětleny rozdíly mezi moderními a starými metodami ražby a vystrojovaní tunelů. Je upozorněno na základní rozdíly mezi konvenčními a mechanizovanými metoda-mi tunelovaní, které se zejména v poslední době rychle rozšiřují.

Historií tunelování se zabývá druhá kapitola. Jsou zde popsány a vysvětleny čtyři příklady významných historických podzemních konstrukcí.

V dalších kapitolách je popsán vývoj jednotlivých konvenčních metod ražby, které vycházejí z postupů a zkušeností získávaných postupným zdokonalová-ním metod užívaných v hornictví.

Vývoj a využití konvenční tunelovací metody, která je v Evropě známá pod názvem Nová rakouská tunelovací metoda, jsou popsány v osmé kapito-le. (Pro tuto metodu se v různých částech světa používají různé názvy, které jsou zde uvedeny.)

Kapitoly 9 a 10 vysvětlují zákony, které určují chování skalního masivu a popisují analýzu rozdělení napětí v masivu po otevření ražby. Přístup je vysvětlen pomocí vztahů vhodných pro rychlou analýzu a definici stavu napě-tí v hlavních směrech. Po definici stavu napětí při otevření ražby je v další kapi-tole věnována pozornost předpovědi možných poruchových oblastí v koru-ně klenby tunelu.

V kapitole 12 jsou vysvětleny principy chování a používání kotvení a hlavní zásady návrhu jednot-livých typů kotev. Kapitola 13 je věnována stříkané-mu betonu, jeho aplikacím v podzemním stavitel-ství a kapitola 14 popisuje principy používání stříka-ného drátkobetonu.

V kapitole 15 je zaměřena pozornost na důležité aspekty vlivu vysokých teplot při požárech na beto-nové ostění a je zdůrazněn význam všech staveb-ních bezpečnostních opatření pro snížení pravděpo-dobnosti vzniku a rozsahu následků požáru v tune-lu. 16. kapitola popisuje typy a užití ocelových klen-bových výztuží v ostění tunelů.

V závěru knihy je uvedena bohatá zdrojová lite-ratura. Kniha je vydávána v dvojjazyčné podobě – chorvatsky a anglicky.

Pro další vydání knihy její autoři připravují rozšíření o kapitoly zabývající se ražbou a vyztužením tunelů v nesoudržných a nesta-bilních horninách, měřením a dlouhodobým sledováním posunů bodů příč-ného řezu tunelů, zajišťováním vodonepropustnosti tunelového ostění, detai-ly vhodné drenáže tunelů, konstrukcí vnitřního tunelového ostění a větráním v tunelech.

Zvonimir Sever, M.Eng. CE, PEZáhřeb, květen 2009

Název publikace: Tuneli – Iskop i primarna podgrada / Tunnels – Excavation and primary supportAutoři: Mladen Hudec, Davorin Količ, Svjetlan HudecVydalo: HUBITG – Croatian Society for Concrete Engineering and Constructi-on Technology, Zagreb 2009, www.hubitg.comPočet stran: 198 + 198 (chorvatsky + anglicky)

TUNELI

Excavation and primary support

Iskop i primarna podgrada

TUNNELS

Mladen HUDEC, Davorin KOLIĆ, Svjetlan HUDEC


L E T N Á C U T - A N D - C O V E R T U N N E L SH L O U B E N É T U N E L Y L E T N Á – Č E L N Ě O D T Ě Ž O V A N É T U N E L Y


S T R U C T U R E S

P E T R J E L Í N E K , J O S E F R I C H T R

Součástí tunelového komplexu Blanka na Městském okruhu (MO) v Praze je i stavba 0079 Špejchar–Pelc Tyrolka, hlou-bené tunely Letná, dilatace D1 – D11.The Blanka tunnel system of the City Ring Roud in Prague includes Project 0079 Špejchar – Pelc Tyrolka, Letná cut-and-cover tunnels, expansion D1 – D11.

P O P I S S T A V B Y

Jedná se o 350 m dlouhý úsek hloube-ných tunelů Letná budovaný metodou čelního odtěžování, tzv. modifikovanou milánskou metodou. Tato metoda umož-ňující minimalizovat dobu omezení pro-vozu na povrchu byla v projektu navrže-na, protože celý úsek zasahuje do trasy důležité pražské dopravní tepny – ulice Milady Horákové. Začátek úseku navazu-je na stavební soubor tunelů budovaných klasickým způsobem ve stavební jámě Letná zhruba v úrovni stávající křižovatky U Vorlíků a jeho konec je mezi křižovat-kou Na Špejcharu a stanicí metra Hrad-čanská, kde pokračuje shodný typ tune-lu v návazné stavbě MO 0080 Prašný most-Špejchar.

Technické řešení Obě tunelové trouby, severní a jižní (STT a JTT), jsou realizovány se společnou střední stěnou současně. Podélně jsou tunely rozděleny na dilatační díly o stan-dardní délce 42 m. V příčném řezu je tubus tunelu tvořen spodní rozpěr-nou železobetonovou deskou tloušťky 650 mm, podzemními stěnami tloušť-ky 800 mm vetknutými do podloží (skal-ního, nebo pokryvného) a stropní žele-zobetonovou deskou (obr. 1). Tloušťka

stropní desky je 1 250 mm, s náběhy 500 mm na délku 3 m od stěn.

Protože tato metoda neumožňuje použití klasické plášťové hydroizolace, jsou konstrukce ostění tunelu navrženy z vodonepropustného betonu. Do všech dilatačních i pracovních spár jsou vkládá-ny těsnicí prvky, a to vždy dvou až tříná-sobné jištění do každého typu spáry tak, aby byla zajištěna vícenásobná ochrana. Použité těsnicí prvky jsou zejména spáro-vé těsnicí pásy z PVC, polymerové bobt-navé pásky, těsnicí plechy, bentonitové rohože, krystalizační nátěry aj.

Veškeré železobetonové konstrukce jsou prováděny z vodonepropustného betonu třídy C30/37 (stěny a strop), resp. C25/30 (spodní rozpěrná deska). Maximální povolený průsak do betonu je 50 mm, max. povolená šířka trhliny je 0,3 mm. Z důvodu zajištění požární odol-nosti (REI 180) jsou do betonu stropní desky přidávána polypropylenová vlákna v množství 2 kg/m2.

R E A L I Z A C E

Hlavní dosavadní činností subdodava-tele byla výstavba železobetonových desek, budoucích stropů tunelů. V sou-ladu s dopravně-inženýrským opatřením a technickými možnostmi při překládání inženýrských sítí je výstavba úseku rozdě-lena na tři etapy, přičemž následující etapa může být zahájena po dokončení, tedy zasypání stavební jámy úseku předešlé-ho tak, aby zde bylo možno provést defi-nitivní přeložky inženýrských sítí a vozovko-vé a tramvajové svršky. V současné době jsou dokončeny první dvě etapy, což vytvá-ří předpoklad pro obnovu dopravy od kři-žovatky U Vorlíků až po křižovatku Na Špej-charu, tedy v úseku délky 290 m.

Realizace první etapyPo přeložení veškerých inženýrských sítí z prostoru budoucí stavební jámy bylo provedeno klasické záporové pažení z vál-covaných profilů I 330 a dřevěných pažin. Pažení bylo za současného odtěžování zajištěno dvěma až třemi úrovněmi zem-ních kotev přes ocelové převázky (obr. 2). Ze dna stavební jámy, které je v úrov-ni spodního líce stropu budoucího tune-lu, byly realizovány podzemní konstrukč-ní stěny – budoucí definitivní stěny tunelu. Protože se v těchto místech vyskytují skalní horniny, byla zde pro odtěžování místo kla-sického drapáku použita hydrofréza. Beto-náž podzemních stěn probíhala do vytěže-né rýhy zapažené bentonitovou suspenzí po lamelách šířky 2,8 až 7,2 m.

Na stěny navázala realizace stropních desek, která byla zahájena opracová-ním korun podzemních stěn a provedení štěrkopískové podkladní vrstvy. Na ni byl položen podkladní beton do tvaru budou-cího podhledu tunelu, který vytvořil ztra-cené bednění. Na podkladní beton byla natažena separační folie z PE s nakašíro-vanou geotextilií. Dále byly osazeny těs-nicí prvky do pracovní spáry mezi milán-skou stěnou a horní deskou, proveden krystalizační nátěr a osazen dvojitý bobt-navý polymerový pásek. Ten se osazu-je pomocí expanzního tmelu na předem vyfrézovanou plochu na koruně podzem-ní stěny. Poté byla provedena montáž betonářské výztuže, bednění boků a čela betonážního taktu stropu.

Každá dilatace se skládá ze dvou beto-nážních taktů. Vlastní betonáž o typické kubatuře cca 900 m3 probíhala ve dvou vrstvách s prodlevou 48 h, s ohledem na eliminaci vzniku smršťovacích trhlin vli-vem hydratačního tepla (obr. 3).

1 2


2 7

S T R U C T U R E S


V režimu proudové výstavby se jeden betonážní takt stropu tunelu (21 m) včetně podkladního betonu prováděl za 10 dnů. Do pracovních spár byly vkládány těsnicí pásy z PVC šířky 200 mm (obr. 4), které byly napojovány na svislé těsnicí pásy podzemních stěn. Dalším těsnicím prv-kem pracovní spáry je bobtnavý pás, který byl lepen na vybetonované čelo postu-pu. Dilatační spára byla kromě spárových pásů v horní části ještě dotěsňována vlo-žením bentonitových rohoží. Po dotěsně-ní vnější spáry těsnicím tmelem a vyplnění prostoru mezi stěnou záporového pažení a hranou stropní desky do výše jejího hor-ního líce výplňovým betonem, byl prove-den zpětný zásyp zeminou zlepšenou pří-měsí 3% vápna.

Z Á V Ě R

Odtěžování vlastních tunelů, tedy všechny činnosti související s vytěžením prostoru pod stropem, realizací železobetonových konstrukcí spodní rozpěrné desky včetně technických chodeb, betonů pod vozovku a další práce v prostoru tunelu, bude pro-bíhat nezávisle na stavu na površích, kde se již může normálně provozovat automo-bilová i tramvajová doprava. Těžba prvního takového úseku v severní tunelové troubě o délce 140 metrů právě probíhá a práce na železobetonových konstrukcích spodní rozpěrné desky budou zahájeny v říjnu.

Investor Hlavní město Praha, OMI MHMPProjektant SATRA, spol. s r. o.Zhotovitel Metrostav, a. s.

Podzhotovitel Sdružení SSŽ-SMP-MOEurovia CS, a. s., a SMP CZ, a. s.

Petr Jelínek

Josef Richtr

oba: SMP CZ, a. s.

Evropská 1692/37, 160 41 Praha 6

Obr. 1 Příčný řez hloubenými tunely na LetnéFig. 1 Cross-section of the cut-and-cover

tunnels at Letná

Obr. 2 Postup výstavby hloubených tunelů na Letné

Fig. 2 Progress of the construction of the cut-and-cover tunnels at Letná

Obr. 3 Betonáž stropní desky, a) celkový pohled na oblast křižovatky Na Špejcharu, b) detail úpravy povrchu betonu stropní desky

Fig. 3 Ceiling slab concreting, a) an overall view of the Na Špejcharu intersection area, b) close-up of the finish of the concrete slab surface

Obr. 4 Detail těsnění pracovní spáry stropní desky a stěny tunelu

Fig. 4 Close-up of the sealing of the construction joint between the ceiling slab and tunnel wall

3a

3b

4


T U N N E L S I N K R Á L O V O P O L E , B R N OK R Á L O V O P O L S K É T U N E L Y V B R N Ě


S T R U C T U R E S

J O S E F B A Č A

Příspěvek se zabývá významným doprav-ně-inženýrským dílem v městě Brně. Na Velkém městském okruhu (VMO) vzniká kapacitní komunikace, která je pod ulicí Dobrovského svedena do tune-lu. Dvě tunelové trouby jsou vedeny 5 až 20 m pod povrchem, který je zastavěn městskou zástavbou. To si vyžádalo zvláštní opatření pro stabilizaci primární-

ho ostění pomocí kotev a tryskové injek-táže. Primární ostění je z vyztuženého stříkaného betonu. Sekundární ostění bude železobetonové a práce na něm se v čase vydání příspěvku právě zaha-jují.This paper introduces a major transport engineering work in the town of Brno. A busy road, which is led into the tunnel below Dobrovského Street, is now being built in the Large city ring. Two tunnel

tubes are laid 5 to 20 m below the surface built up by the town develop-ment. It required a special measure for stabilization of the primary lining using anchors and jet grouting. The lining is made from reinforced sprayed concrete. The secondary lining will be made from reinforced concrete and the work on it is just beginning at the time of publishing of this article.

Od roku 2007 probíhá výstavba jižní tunelové roury (Tunel II) Královopolského tunelu, který tvoří jeden z ražených úseků podzemních objektů stavby Silnice I/42 Brno, VMO Dobrovského B.

Silnice I/42 Brno, VMO Dobrovské-ho B a zejména jeho tunelové objekty se po svém dokončení stanou významným prvkem rozsáhlého komplexu staveb Vel-kého městského okruhu Brno (VMO Brno) (obr. 1).

Umístění provizorních portálů – západní „Žabovřesky“ a východní „Královo Pole“ – i ze situace (obr. 2) patrná trasa ražených úseků obou tunelů pod městskou zástav-bou přinášejí nebývalé nároky na zhoto-vitele. K „běžným“ požadavkům na ome-zení hluku, prašnosti a čistotu komunika-cí se přidávají i ohrožení zástavby spoje-ná s poklesovou kotlinou, která při výšce nadloží cca 5 až 20 m zasahuje zejména nadzemní objekty nad či v těsné blízkosti trasy tunelů. Zcela neočekávaným ome-zujícím faktorem se ukázaly hluk a seis-mické otřesy vznikající při bourání dočas-ných betonových konstrukcí, které se šíří horninou do základů budov. Změna tech-nologie bourání betonových konstrukcí a zejména efektivní komunikace zástup-ců investora, TDI i vedení Sdružení s oby-vateli a zástupci státní správy přinášejí oboustranně přijatelná řešení.

T U N E L I IRažená část tunelu II (TII) je ohraničena začátkem staničení v km 0,452 T2 (provizor-ní portál Žabovřesky) a končí v km 1,512 T2 (provizorní portál Královo Pole). Tunel II je dvoupruhový a převádí jednosměr-nou dopravu z městské části Žabovřesky do směru Brno–Královo Pole. Celková délka ražené části tunelu II je 1 060 m. Standard-ní profil raženého tunelu (cca 130 m2)

1

2


2 9

S T R U C T U R E S


je doplněn o výklenky pro skříně SOS, rozvodné skříně, požární výklenky a nou-zový záliv (cca 147 m2; rozšíření 1,5 m; délka 50 bm). Součástí stavby je vzducho-technická šachta (VZT) a jáma napojující tunel II na technologické centrum II.

Směrové vedeníOsa tunelu se na začátku tunelu odpo-jí od osy tunelu I (TI) dvěma protisměrný-mi oblouky, po přímé asi ve třetině tune-lu je vložen pravostranný oblouk. Následu-je přímá část k poslednímu úseku tune-lu, kde se osa opět dvěma protisměrný-mi oblouky vrací k ose TI. Největší osová vzdálenost obou tunelů je cca 90 m. Tune-ly TI a TII jsou propojeny čtyřmi technolo-gickými spojkami (třemi přímo, jedna vede do TC I), které jsou navrženy jako průcho-zí pro pěší.

Výškové řešeníOsa tunelu II od žabovřeského portá-lu klesá ve sklonu 4,5 %, v km 0,763 se nachází vrchol výškového oblouku, nive-leta pokračuje v klesání 2,3 % a údolni-covým obloukem s vrcholem v km 1,432 přechází do stoupání 4,5 % až k portálu Královo Pole. Vrchol údolnicového oblou-ku je nejnižším místem tunelu a je zde situována jak dočasná, tak trvalá čerpací jímka pro odvodnění tunelu (obr. 3 a 4)

Inženýrsko-geologické a hydrogeologické poměryAniž bych chtěl snižovat důležitost vrchních vrstev nadloží (antropogenní sedimenty, spraše a sprašové hlíny a kvartérní fluviál-ní hlíny), jsou pro ražení tunelů rozhodují-cí polohy hlinitých štěrků a písků (zahli-něné nesoudržné zeminy s proměnným obsahem štěrkových zrn, ulehlé a pod hla-dinou podzemní vody zvodnělé – tvoří

vodní kolektor, netvoří však souvislé vrst-vy, jsou vyvinuty v proměnných mocnos-tech v izolovaných ostrovech; zvrstvení je chaotické, na krátké vzdálenosti se moc-nost skokovitě mění z několika decimet-rů na několik metrů) a zejména neogen-ních jílů. Neogenní jíly jsou charakterizová-ny jako jemnozrnné zeminy s velmi vyso-kou plasticitou, mají většinou tuhou konzis-tenci, která ve větších hloubkách přechází do konzistence pevné a v prostoru tunelu jsou překonsolidované.

Podzemní voda se vyskytuje jak v kvar-térním souvrství – zejména v nesoudrž-ných zeminách, tak i v masivu neogen-ních jílů, který lze považovat jen za relativ-ně nepropustný. Hladina podzemní vody není obecně souvislá, a to ani v kvartér-ním souvrství. Jedinou oblastí, v níž lze vymezit hydrogeologický režim podzem-ní vody se spojitou hladinou, je oblast fluviálních sedimentů v oblasti královo-polského portálu a ulice Veleslavínovy a Dobrovského (obr. 4).

Koncepce stavebně technického řešení raženého tuneluKonstrukce ostění raženého tunelu je

dvouplášťová s mezilehlou uzavřenou tla-kovou hydroizolací ze svařované folie PVC (3 mm se signální vrstvou). Sestává z pri-márního pláště – primárního nosného ostění a sekundárního pláště – sekundár-ního trvale nosného ostění.

Stavba tunelu probíhá observační meto-dou s horizontálně i vertikálně členěným výrubem. Jde o metodu, jejíž nedílnou součástí je monitoring a v případě potře-by operativní reakce na projevy defor-mací úpravou kroku ražby nebo způso-bu výstroje. Ražba tunelu navazuje na již realizovanou ražbu průzkumných štol IIA a IIB (z let 2002 až 2003).

Samotný výrub tunelu je členěn vertikál-ně a horizontálně na šest dílčích výrubů. Pro ražbu je vytyčován a prováděn výrub teoretický, zvětšený o 60 mm po celém obvodu horní klenby a o 40 mm na obvo-du spodní klenby na konvergence a oče-kávané deformace. Technologicky nutný nadvýrub je uvažován 100 mm vně teo-retického obrysu výrubu. Následně platí zásada, že pro vzájemnou vzdálenost díl-čích čeleb tunelu v libovolné kombinaci platí, že nesmí být k sobě půdorysně blíže než 6 m v kterékoliv fázi ražby (obr. 5).

Obr. 1 Mapa VMO BrnoFig. 1 Map of the Large city ring in Brno

Obr. 2 Situace tunelů v městské zástavběFig. 2 Situation of tunnels in the town

development

Obr. 3 Podélný profilFig. 3 Longitudinal section

Obr. 4 Geologický profilFig. 4 Geological section

Obr. 5 Vertikální členění výrubu – celková plocha cca 130 m2

Fig. 5 Vertical articulation of the worked-out space – the total area cca 130 m2

3 4

5



S T R U C T U R E S


Lícové krytí profilů tuhé výztuže (HEB, HBX) stříkaným betonem (SB) po obvo-du výrubu je navrženo konstantní 80 mm, v dočasných vnitřních žebrech je lícové krytí pásnice HBX rovněž kon-stantní o hodnotě 40 mm při dodržení tloušťky SB 350 mm na trvalém primáru a 300 mm na později bouraném vnitř-ním ostění štol. Samozřejmostí je osazo-vání rubové i lícové vrstvy KARI sítí (napo-jení mezi dílčími výruby pomocí vylamo-vacích profilů).

Příruby rámů tuhé výztuže pro následné připojování dalších dílců v dalším kroku ražby (ražba navazujícího dílčího výru-bu) jsou chráněny z obou stran v mís-tech šroubů způsobem zaručujícím pou-žitelnost přírub pro napojení dalších částí oblouků tuhé výztuže. Základní osová vzdálenost tuhé výztuže je 1 m (v nou-zovém zálivu 0,75 m).

Významným prvkem stavebně technic-kého řešení jsou mikropilotové (MKP) ochranné deštníky. MKP deštníky zajišťují samotné portály (délka 25 m) a dále jsou budované ve značné délce trasy tune-lu z čelby kaloty. Jeden vějíř MKP v pod-zemí sestává z devatenácti kusů mikropi-lot délky 17 m. Projektem uvažované jsou čtyři úseky (v oblasti královopolského por-tálu dvacet čtyři vějířů; v oblasti technolo-

gického centra deset vějířů; v oblasti „Tele-fónika“ dvanáct vějířů a v oblasti žabovřes-kého portálu čtyři vějíře), tj. tedy téměř 40 % trasy tunelu. Jednotlivé MKP vějíře jsou zhotovované v kroku 8 m.

Z důvodu vedení trasy tunelu pod měst-skou zástavbou a v kombinaci s geologic-kou a hydrogeologickou situací (zejména úsek úvodních cca 80 m při portále Krá-lovo Pole, kde se nepravidelně vyskytu-jí lokální přítoky do 0,2 l/s) jsou projek-tem navržena i Zvláštní opatření pro stabilizaci primárního ostění. Těmi-to opatřeními jsou horizontální členě-ní čelby kaloty, zkrácení kroku ražby (rozestupu rámů tuhé výztuže na min. vzdálenost 0,75 m, menší vzdálenost ocelových rámů není reálná z hlediska jejich zastříkávání betonem a nutného spolupůsobení), kotvení (radiální kotve-ní počvy výrubu samozávrtnými kotva-mi TITAN 30/16 mm délky 8 m s injek-tovaným kořenem délky 6 m), zkrácení délky uzavření profilu (vzdálenost čel-bového rámu v kalotě a v opěří), zpev-ňující a trysková injektáž (zejména štěr-kové polohy v profilu kaloty v počátečním úseku ražby), hutněný zásyp spodní klenby, zesílení ostění (je nutné počí-tat i s případným přehodnocením sekun-dárního ostění) a zesílení ostění vlože-

ním bretexů mezi rámy tuhé výztu-že. Rozhodnutí provádět či neprovádět tato opatření jsou přijímána zhotovite-lem a správcem stavby (doporučení Rady monitoringu stavby) v rámci observační metody ražení tunelů.

R A Ž E N Í A P R I M Á R N Í O B E Z D Í V K A T U N E L U

Základním omezením při rozhodování o organizaci výstavby, nasazení a počtu pracovníků, strojního vybavení a samotné technologii výstavby byla a je koncepce horizontálně a vertikálně děleného výru-bu tunelu, resp. daného rozestupu jed-notlivých dílčích čeleb v kombinaci s kro-kem MKP vějíře 8 m. Dalším omezením organizace výstavby (zejména pro sekun-dární obezdívky) je přístup pouze z portá-lu Královo Pole (portál Žabovřesky bude uvolněn jen pro realizaci krátké zaráž-ky v délce 8 m – návaznost na výstav-bu hloubeného úseku tunelu), koncep-ce tunelových spojek jako neprůjezd-ných a umístění VZT šachty cca 400 m od portálu. Zde je na místě pro orientaci připomenout, že ražení probíhá z portálu Královo Pole, tedy ze st. km 1,512 proti smyslu staničení.

Hlavní myšlenkou je organizace výstav-by na třech dílčích čelbách. Tyto tři aktiv-

Obr. 6 Schéma postupu raženíFig. 6 Scheme of the driving

Obr. 7 Skladba primárního ostěníFig. 7 Composition of the primary lining

Obr. 8 Výztužné prvkyFig. 8 Reinforcement elements

Obr. 9 Celkový pohledFig. 9 General view

Obr. 10 Pohled na provizorní portálFig. 10 View of the temporary portal

6

87


3 1

S T R U C T U R E S


ní čelby (b, c, e – a, d, f) se vždy v tech-nologickém kroku (8 až 12 m) střídají v časovém cyklu tří dnů, tzn. že během šesti dnů postoupí o technologický krok všechny dílčí čelby. Neaktivní čelby (c, d, e, f) jsou zajištěny proti vyjetí horniny stří-kaným betonem, při delší odstávce pak včetně kari sítě nebo i kotvením po 6 až 8 m laminátovými kotvami (obr. 6).

Obecný pracovní cyklus (1 bm) sestá-vá z rozpojování zeminy tunelbagrem (délka otevření cca 1,5 m od posledního rámu výztuže), dočištění výrubu, stabili-zační nástřik čelby i obvodu výrubu pre-fabrikovanou směsí betonu (cca 40 mm), montáž rubové sítě, montáž tuhé výztu-že, nástřik stříkaného betonu mokrou cestou po lícové pásnice výztuže, mon-táž lícové sítě a nástřik krycí vrstvy beto-nu cca 40 mm. Zbývající 40 mm betonu se nanášejí až jako reprofilační vrstva pod mezilehlou izolaci. Na čelbách c-f platí, že je nutné propojit rámovou výztuž (napo-jovací patky) i betonářské sítě (dle pro-jektu vylamovaní profily nebo překrytí). Každá aktivní čelba je obsazena v základ-ní sestavě pěti pracovníky.

Hledání „optimální“ strojní sestavy rov-něž vycházelo z prostorového uspořá-dání a velikosti jednotlivých dílčích štol a zejména nároku na bourací práce (více

než 16 tis. m3 železobetonu). Optimál-ní uvádím v uvozovkách, protože se spíš jedná o kompromis mezi velikostí a výko-nem zejména tunelbagrů. Vedle běžných strojů používaných na jiných tunelových stavbách (pracovní plošiny, stroje na stří-kání betonu, traktorbagry, malé naklada-če, nákladní automobily) bych chtěl uvést

tunelbagr Liebherr R 900 (pracovní výška vyhovuje čelbám c, d) v úpravě s rotací výložníku 360° pro lepší kopírování teore-tického výrubu, dále pak stroje pro práci v prostoru průzkumných štol, např. bagr Takeuchi TB 153 s natočitelnou hlavou (bourání obezdívky štol a dočištění výru-bu). Ve stísněném prostoru průzkumných

10

9



S T R U C T U R E S


štol se osvědčil manipulátor pro stříkání betonu Mayco ORUGA. Pro bourání vnitř-ních betonových žeber je zejména využí-ván tunelbagr Terex T210 osazen boura-cími nůžkami (1 700 kg).

Jak je uvedeno, ražení tunelu navazu-je na průzkumné štoly IIA a IIB (délky 831 m), které tvoří dílčí čelby IIa, IIb výru-bu tunelu (zbývajících cca 230 m bude doraženo). Při realizaci se ukázalo a uka-zuje, že technologické vyřešení postupu zesilování či plného nahrazování ostě-ní průzkumných štol je omezujícím fak-torem v rychlosti postupu celého tune-lu. Rovněž přesnost montáže počvového prvku tuhé výztuže (HEB 240) předurču-je postupnou dokompletaci celého prs-tence tuhé výztuže, tedy směrové a výš-kové vedení celého díla. Původní koncep-ce počítala se zesilováním stávající obe-zdívky průzkumných štol (tuhá výztuž, 100 mm stříkaného betonu, jedna vrst-va kari sítě) vložením rámu HEB (počva dílec HEB 240, boky HEB 140). V přípa-dě prostorové kolize rámu tuhé výztu-že s obezdívkou průzkumných štol bylo potřeba obezdívku částečně odstranit (zářez). Do původní obezdívky průzkum-ných štol byly osazovány kotevní trny pro dokonalejší spolupůsobení s nově naná-šenou vrstvou stříkaného betonu vyztu-ženou kari sítí (obr. 7 a 8).

Shrnutí postupu výstavbyPráce na zesilování obezdívky průzkum-ných štol byly zahájeny v polovině září a ukončeny začátkem prosince 2007. Podle původní koncepce zadávací doku-mentace byl takto zesílen úsek 101 bm v obou štolách IIA a IIB. V tomto obdo-bí byla z důvodu zvýšených přítoků vody (zejména z průzkumné štoly IIA) postup-ně v úseku st. cca km 1,512 až 1,450 v obou štolách prováděna chemická těs-nící a zpevňující injektáž. Zpevňující injek-táž byla vedena do prostoru budou-cí kaloty tunelu a měla zejména zpevnit nesoudržné štěrkové polohy [1].

Rok 2007 byl i rokem horečných dis-kuzí nad koncepcí ražení a zhotovování primárního ostění celého výrubu tunelu. I z tohoto důvodu byly práce na zesilo-vání průzkumných štol zastaveny. Nako-nec byla všemi účastníky výstavby při-jata koncepce plného nahrazení ostění bývalých průzkumných štol a optimaliza-ce geometrického tvaru výrubu (výztuže) celého tunelu (prohloubení protiklenby, zvětšení výrubu tunelu z důvodu zvět-

šení prostoru pro očekávané konvergen-ční deformace). Další důležitou změnou, která byla přijata všemi účastníky výstav-by, bylo nahrazení prvků tuhé výztuže HEB (mimo počvové prvky HEB 240) prvky s pracovním názvem HEBREX 200 (HBX). Tyto svařence s prolamovanou stojinou byly akceptovány z důvodu lep-šího kontaktu (prostříkání stojiny) se stří-kaným betonem.

Za datum zahájení ražby tunelu II lze tak považovat i datum 14. ledna 2008, kdy byl realizován první záběr na čelbě IId. Postupně byly otvírány (v souladu s požadavky na odstupy jednotlivých čeleb) další dílčí čelby tunelu II a uzavře-ní prvních metrů celého tunelu – čelbou f – bylo uskutečněno 1. března 2008.

V tomto období bylo rozhodnuto i o preventivním zesílení primárního ostění v úseku st. 1,405-1,352 (úsek pod ulicí Palackého) vložením brete-xových rámů mezi rámy HBX. Dalším významným omezením rychlosti postu-pu tunelu byly příprava a zahájení rea-lizace kompenzační injektáže (KI) pod objekty v ulici Palackého a Pešinova (cca st. km 1,360-1,190). Připravenost KI byla plánována na červen 2008, a proto bylo tempo výstavby tunelu koordinováno tak, aby řídící čelba e – kalota k tomu-to datu dospěla do st. cca km 1,350. Při-pomínám, že až do staničení km 1,313 byly v kalotě vrtány vějíře MKP v kroku 8 m (obr. 9).

S postupem čeleb c-f a s ohledem na dodržení rozestupu byl další postup na čelbách a, b zahájen v dubnu 2008 (od st. km 1,411). Ostění stávajících průzkumných štol je v celém rozsahu odstraněno a nahrazeno ostěním „stan-dardním“ (350 mm SB, HEB 240, HBX 200, 2 vrstvy kari sítí) v nové geometrii výrubu. Z důvodů omezení hluku a seis-mických projevů na povrchovou zástav-bu je ostění průzkumných štol příčně řezáno po 0,5 m diamantovými pila-mi. Předřezávání ostění je organizováno v době, kdy je čelba neaktivní na délku technologického kroku (cca 12 m).

Poslední významnou změnou, kterou si opět vyžádal požadavek na omezení hluku a seismických projevů na povrcho-vou zástavbu bylo nahrazení tuhé výztu-že HBX vnitřního bouraného žebra čel-by a, b bretexovým prvkem (cca od st. km 1,350).

Všechny změny v koncepci výstav-by tunelu kladly a kladou vysoké nároky

na flexibilitu a vysoce profesionální pří-stup realizačních týmů zhotovitele. Důka-zem, že projektový tým i kolektiv dělnic-kých profesí zhotovitele se s tímto dosud beze zbytku vyrovnává, je kvalita reali-zovaných prací a omezení všech nega-tivních projevů výstavby tunelu na povr-chovou zástavbu pod projektem očeká-vané hodnoty. Za to patří poděkování i všem obchodním partnerům podílejí-cích se na realizaci výstavby tunelu II.

Z Á V Ě R

Dá se říci, že rok 2007 byl hledáním kon-cepce výstavby tunelu. O roku 2008 se dá hovořit jako o roku, kdy tato koncep-ce byla přenesena do projekční podo-by a s úspěchem realizována (do konce roku 2008 bylo vyraženo cca 400 bm). Rok 2009 přinese nutnost organizač-ně skloubit realizaci ražení a primární-ho ostění tunelu se zahájením vestav-by sekundárního ostění. Rok 2010 bude rokem dokončení primárních i sekun-dárních konstrukcí tunelu II (prosinec 2010).

Ke konci srpna 2009 bylo vyraženo a plně uzavřeno 750 m tunelu II a zabe-tonováno 200 bm sekundárního ostění protiklenby. Betonáž protiklenby probí-há bez přerušení ražení s využitím pře-jezdového mostu. Betonáž sekundár-ního ostění kleneb tunelu a mezistro-pu byla zahájena v září resp. říjnu 2009 (obr. 10).

Investor Ředitelství silnic a dálnic ČR, Správa Brno

Generální projektant IS VMO Dobrovského

Projektant Amberg Engineering Brno, a. s.Zhotovitel Sdružení VMO Dobrovského B Účastníci Sdružení

OHL ŽS, a. s., Metrostav, a. s., Subterra, a. s., Divize 1

Ing. Josef Bača

Subterra, a. s.

Elišky Přemyslovny 380, 156 00 Praha 5

tel.: 602 227 391


www.subterra.cz

Literatura:[1] Využití chemických injektáží pro ražbu

tunelu Dobrovského, Tunel č. 3/2008

3 3

RECENZE

Príručka popolček v betóne – Základy výroby a použitia2. prepracované vydanie

Publikácia vznikla v Nemecku, v kraji-ne s vyspelým stavebným priemyslom a zároveň významnou produkciou a tiež spotrebou elektrárenského popolčeka (ďalej len popolček) pri výrobe staveb-ných materiálov. Určená je pre odbor-nú verejnosť, najmä pracovníkov pria-mo zainteresovaných do výroby betó-nu s popolčekom. Prednostne sa venu-je problematike a skúsenostiam s použí-vaním nemeckých popolčekov v betóne podľa príslušných technických no riem DIN a národných predpisov. Norma EN 450-1 „Popolček do betónu“ dáva však používaniu popolčekov pri výrobe betónu celoeurópsky rámec, a preto je

možné uvedené informácie a poznatky využiť alebo prispôsobiť podmienkam slovenského resp. českého stavebníctva.

Kniha pozostáva z piatich kapitol. V prvej kapitole je priblížená história pou-žívania popolčekov vo výrobe stavebných hmôt v Nemecku, spôsob vzniku popolčeka, jeho získanie a kontrola kvality. Prehľadne sú uvedené vlastnosti popolčeka, ktorý sa využíva pre výrobu betónu podľa DIN EN 450-1.

Druhá kapitola „Pôsobenie popolčeka v betóne“ ozrejmuje vzájomné pôso-benie popolčeka a ostatných vstupných materiálov pri výrobe betónu pričom uvádza aj kladné vplyvy popolčeka na vlastnosti betónu.

Kapitola 3 bude prínosom najmä pre používateľov popolčeka. Na ich stra-nách sú uvedené hodnotné informácie o spôsobe využitia popolčeka v tech-nológii betónu aj údaje o výrobe betónu s popolčekom z pohľadu prevádzky betonárne.

Kapitoly 4 a 5 sú zamerané na priblíženie kladného vplyvu popolčeka na vlastnosti betónu v čerstvom a zatvrdnutom stave. Autori nevynechali ani citlivé informácie o vplyve používania popolčeka na životné prostredie a zdra-vie. Objasňujú akým spôsobom je možné pri výrobe rôznych druhov betónu využiť popolček na zlepšenie vlastnosti betónu. Autori uviedli až 21 špecific-kých betónov (technológii), kde je možné popolček úspešne využiť.

V publikácii sa uvádzajú informácie dobre využiteľné pri výrobe betónu s pou-žitím popolčeka. Obsahuje teoretický rozbor problematiky, normatívne požiadav-ky a praktické skúsenosti s aplikáciou popolčeka. Aj v danej problematike nezo-rientovaný čitateľ môže získať základný prehľad o využití popolčekov v technoló-gii betónu. Odborne zdatného čitateľa publikácia vyzýva porovnať svoje skúse-nosti s publikovanými poznatkami. Predloženú publikáciu hodnotím ako prínosnú a podnetnú pre odbornú verejnosť, najmä pre výrobcov a spracovateľov betónu, ktorí už používajú alebo plánujú využívať popolček pri výrobe betónu.

Na záver by som rád uviedol tri dôležité fakty, ktoré súvisia s používaním popolčeka pri výrobe stavebných materiálov: • stavebníctvo, vrátane výroby betónu, dokáže zúžitkovať množstvo nepríjem-

ného odpadu – popolčeka, ktorý v prípade jeho skladovania zaťažuje životné prostredie,

• používanie popolčeka šetrí prírodné zdroje a znižuje náklady na výrobu sta-vebných materiálov,

• používanie popolčeka pri výrobe betónu zlepšuje niektoré jeho vlastnosti. Využívanie popolčekov v stavebníctve je žiadúce a verím, že k tomu prispe-

je aj táto publikácia.Doc. Ing. Stanislav Unčík, PhD.


tel.: +421 259 274 686

Názov publikácie: Príručka popolček v betóne. Základy výroby a použitia. 2. prepracované vydanieAutori: Lutze; vom BergVydavateľstvo: Düsseldorf Verlag Bau+Technik GmbH, 2008Slovenské vydanie: Edícia BetónRacio, s. r. o., Trnava; www.betonracio.sk Počet strán: 105

Mott MacDonald Ltd.je jedna z nejv tších sv tových multi-disciplinárních projektov inženýrských konzulta ních spole nostíMott MacDonald Praha, s.r.o. je eská pobo ka mezinárodní spole nosti Mott MacDonald Ltd. Naše organizace poskytuje služby v mnoha oblastech inženýrského poradenství a projektového managementu. Jedná se o poradenské služby, zpracování studií ekonomického hodnocení, zpracování a posuzování všech stup projektové dokumentace, ízení a supervize projekt .

Tyto innosti zajiš ujeme v t chto oblastech:

Silnice a dálniceŽelezniceMosty a inženýrské konstrukceTunely a podzemní stavbyVodní hospodá stvíŽivotní prost edíGeodetické práceGra cké aplikaceInženýring a konzulta ní innost

Kontakt:Mott MacDonald Praha, spol. s r.o.Ing. Ji í PetrákNárodní 15, 110 00 Praha 1tel.: +420 221 412 800, fax: +420 221 412 810www.mottmac.com, e-mail: [email protected]

sílazkušenosti

McDonald_inzerce1/2A4_new logo.indd 1 6.10.2009 14:07:21


F I N A L L I N I N G O F T U N N E L S O N P R A G U E C I T Y R I N G R O A D , C O N S T R U C T I O N L O T 5 1 3 – F R O M T H E D E S I G N T O T H E C O N S T R U C T I O N

D E F I N I T I V N Í O S T Ě N Í T U N E L Ů S O K P 5 1 3 – O D P R O J E K T U K R E A L I Z A C I


S T R U C T U R E S

R A D A N B O H M A N , L I B O R M A Ř Í K , P A V E L S T I B A L

Betonáž definitivního ostění tunelů má specifika, která je nutno při zpracování realizačního projektu i při vlastní realizaci akceptovat. Možných postupů výstavby i řešení technických detailů je zpravid-la celá řada. Nalezení a propracování jediného správného postupu pro daný tunel je společným úkolem projektan-ta realizační dokumentace i zhotovitele díla. Přístup projektanta k problematice nemusí vždy úplně korespondovat s pří-stupem zhotovitele. Cílem úzké týmo-vé spolupráce mezi oběma partnery je nalezení přijatelného kompromisu. Článek popisuje technické detaily, které zásadně ovlivňují způsob provádění tunelového ostění na příkladu dvoupru-hového silničního tunelu stavby SOKP 513. Během výstavby došlo k řadě změn, které pozitivním způsobem ovliv-nily technické řešení i postup výstavby a mohou být čtenáři inspirací při výstav-bě či projektování dalších tunelů. Jako při každé stavbě tunelu se projektant i zhotovitel potýkali s řadou problémů. I tyto zkušenosti následující text uvádí a dává čtenáři k dispozici použitá a při výstavbě ověřená řešení.The casting of final liners of tunnels has its own specifics which must be accep-ted while working on the detailed design and during the construction itself. There are usually many possible construction procedures and solutions to technical details available. Finding and elabora-ting the only procedure which is correct for the particular tunnel is a common task for the detailed design consul-tant and the construction contractor. Consultant’s attitude toward particular problems does not have always to correspond to contractor’s approach. The aim of team collaboration between the two parties is to find an acceptable compromise. The paper describes tech-nical details significantly influencing the method for casting of a tunnel lining, using the double-lane road tunnel on

construction lot #513 of the Prague City Ring Road as an example. Many changes which positively influenced the technical solution and construction procedure were made during the con-struction. They may provide inspiration for readers when constructing and/or designing new tunnels. Much as in case of any tunnel construction project, the consultant and contractor had to cope with numerous problems. This experi-ence is also presented in the text below, together with the solutions used and verified during the construction, which are put at readers’ disposal.

Stavba 513 jako součást Silničního okru-hu kolem Prahy (SOKP) představuje se souběžně realizovanými stavbami 512 a 514 významnou část okruhu. Po pláno-vaném uvedení do provozu v první polo-vině roku 2010 dojde díky propojení dál-nic D1 a D5 k Pražany tolik očekávanému odlehčení středu města od osobní a pře-devším nákladní dopravy.

K stavebně náročným objektům stavby 513 patří kromě mostu přes Vltavu i smě-rově rozdělené téměř 2 km dlouhé tune-ly, které stoupají od Komořan směrem k Cholupicím ve 4% sklonu. Na 170 m dlouhý hloubený úsek tunelů na komo-řanské straně navazuje ražená část tune-lů délky 1 678 m v jižní třípruhové, resp. 1 680 m v severní dvoupruhové tunelo-vé troubě. Na cholupické straně přechází ražené tunely opět do hloubeného úseku délky 85 m v jižní třípruhové a 72 m v severní dvoupruhové troubě.

Hloubené tunely jsou prováděny v ote-vřené stavební jámě a po dokončení žele-zobetonové klenbové konstrukce a fólio-vé izolace jsou oba tunelové tubusy zpětně zasypány. Na rozdíl od hloube-ných tunelů komořanského úseku, jejichž základové poměry tvoří písky vltavské terasy, jsou hloubené tunely cholupické-ho portálu založeny na poměrně kvalitní skalní hornině.

Součástí podzemního díla je i vzdu-chotechnický objekt Nouzov, který slou-ží pro případ, kdy by koncentrace škod-

livin v tunelu a zejména v oblasti cholu-pického portálu přesáhla povolené meze. V takovém případě by došlo k odsává-ní znečištěného vzduchu z obou tunelů a k přívodu čerstvého vzduchu do stou-pacího třípruhového tunelu. Tím se sníží koncentrace škodlivin ve vzduchu hna-ném jednak komínovým efektem, jednak pístovým efektem dopravního proudu směrem k cholupickému portálu.

V dalším textu se budeme podrob-něji zabývat betonovými konstrukcemi části podzemního díla prováděného spo-lečností Subterra, tj. hloubenými tune-ly Cholupice, raženým dvoupruhovým severním tunelem a vzduchotechnickým objektem Nouzov.

P R O J E K T O V É Ř E Š E N Í T U N E L Ů V Ú R O V N I R E A L I Z A Č N Í D O K U M E N T A C E

Projektant realizační dokumentace stavby (RDS) stojí při zahájení prací před obtíž-ným úkolem. Zadávací dokumentace zpravidla není rozpracována do potřeb-ných detailů, a proto je nutné koncepci ražených i hloubených úseků tunelů roz-myslet od fáze ražby a primárního ostění přes provádění izolací a drenáží až k vlast-ní betonáži definitivního ostění.

Koncepční řešení však sahá ještě mno-hem dál, neboť ve stísněném prostoru tunelu vše souvisí se vším a všechny kon-strukce v něm umístěné se více či méně vzájemně ovlivňují. Před zahájením prací na realizační dokumentaci ražeb a pri-márního ostění je proto nutné domýšlet technické řešení až do úrovně provádění kabelovodů, požárního vodovodu, chod-níků, výklenků, propojek a vlastní vozov-ky. Jediné opomenutí souvislostí může mít v budoucnu fatální následky a sanace chyb zpravidla představuje velké kompli-kace s dopadem do doby výstavby i výše investičních nákladů.

Blokové schéma betonáže ostěníPůvodní návrh dle zadávací dokumentace předpokládal betonáž definitivního ostění tunelů stavby 513 po pasech délky 10 m. Po zvážení všech pozitiv a negativ rozhodl


3 5

S T R U C T U R E S


zhotovitel po projednání s investorem o pro-dloužení bloku betonáže na 12 m, což má pozitivní dopad na rychlost provádění.

K prestiži projektanta RDS patří takový návrh technického řešení, který zhotovite-li maximálně usnadní provádění při zacho-vání investorem požadovaných parametrů díla. V případě návrhu blokového schéma se jedná o maximální snížení počtu typů bloků betonáže. Atypické bloky znamena-jí úpravy technologického postupu výstav-by, přípravu atypické výztuže, komplikace při bednění, a s tím spojené zvýšené rizi-ko vzniku chyb při provádění. Vzhledem k tomu, že délka tunelových trub není stej-ná, tunelové trouby neprobíhají paralelně a kromě výklenků čištění boční tunelové drenáže, požárních hydrantů a kabin SOS obsahují i tunelové propojky, byl návrh blokového schéma velmi obtížný.

Pro vytvoření blokového schématu si projektant stanovil následující okrajové podmínky:• maximální počet bloků má jednotnou

délku 12 m;• sjednocení rozměrů výklenků požární-

ho hydrantu a čištění drenáže;• osa všech výklenků je v ose bloku beto-

náže;• osa propojky je v ose bloku betonáže;• krčky zaústění tunelových propojek jsou

kolmé na blok betonáže;• prostor pod chodníkem na obou stra-

nách tunelu má stejné rozměry.Návrh blokového schématu (obr. 1)

vyšel z jižní třípruhové tunelové trouby, která byla v ražené části beze zbytku roz-dělena na bloky betonáže délky 12 m. Následně došlo k rozmístění tunelových propojek tak, aby jejich vzdálenost nepře-kročila maximální přípustnou mez (dopo-ručeno 250 m, max. 300 m). Napro-ti zaústění tunelové propojky se nachá-zí výklenek kabiny SOS, další výklenek kabiny SOS je umístěn zhruba do polo-viny vzdálenosti mezi tunelovými pro-pojkami. Výklenky požárního hydrantu se pak nacházejí proti výklenku kabiny SOS nebo v ústí tunelové propojky.

Díky navrženému uspořádání se v již-ním tunelu podařilo dosáhnout minimál-ního počtu typů bloků betonáže:• standardní blok,• blok s výklenkem kabiny SOS a požární-

ho hydrantu,

• blok s výklenkem kabiny SOS a ústím tunelové propojky,

• blok s výklenky šachet na čištění boční tunelové drenáže.V severní tunelové troubě takováto

optimalizace nebyla z čistě geometric-kých důvodů možná. Při dodržení uvede-ných okrajových podmínek se sice všech-ny krčky tunelových propojek i výklenky nacházely v ose bloku betonáže, před prů-nikem tunelu s tunelovou propojkou však vycházely bloky atypické délky kratší než 12 m. I když se tunel nachází v protisměr-ných obloucích a osu tunelu tvoří exaktně definované křivky, půdorysný tvar tune-lu je polygonální, neboť bednící vůz má obdélníkový půdorys a bloky betonáže jsou na osu tunelu navlečeny jako obdél-níkové korálky. Pokud zhotovitel chtěl pro bednění bloků atypické délky použít stej-né bednění jako na standardní bloky beto-náže, musely atypické bloky osově ležet na jedné přímce se sousedním standard-ním blokem. Jinak by nebylo možné díky vedení trasy ve směrovém oblouku pro-vést odbednění a posun bednícího vozu.

Na základě požadavku investora se v severním tunelu nacházely kromě nou-zového pruhu šířky 1,5 m i dva nouzové zálivy. Díky tomuto požadavku se počet typů bloků betonáže zvětšil ještě o blok standardního nouzového zálivu (zvětšený profil) a blok nouzového zálivu se zaústě-ním průjezdné tunelové propojky. Všech-ny průjezdné i průchozí tunelové propoj-ky mají v případě tunelů SOKP 513 stejný tvar, neboť část prostoru průchozích pro-pojek se využívá pro technologické vyba-vení tunelu.

V severním tunelu se podařilo dosáh-nout optimalizace počtu typů bloků beto-náže na: • standardní blok;

• blok s výklenkem kabiny SOS a požární-ho hydrantu;

• blok s výklenkem kabiny SOS a ústím tunelové propojky;

• blok s výklenky šachet na čištění boční tunelové drenáže;

• blok v profilu nouzového zálivu;• blok v profilu nouzového zálivu se zaús-

těním propojky;• bloky atypických délek < 12 m.

Unifikace bloků betonáže usnadnila provádění a snížila počet typů bednění výklenků, které se nasazuje na bednící vůz a vyžaduje jeho zvláštní úpravu.

Natáčení profilu tunelu podle příčného klopení vozovkyOptimalizace technického řešení bylo možné dosáhnout speciálním opatře-ním, které je v České republice používá-no jen zřídka. Jedná se o příčné natáčení profilu tunelu v závislosti na příčném klo-pení vozovky.

Z hlediska směrového řešení se trasa komunikace v tunelovém úseku nachá-zí v protisměrných obloucích a vozovka o standardním jednostranném příčném sklonu 2,5 % se v trase tunelu překlápí. To sebou přináší řadu komplikací, které je nutno řešit. Jedná se zejména o:• odvodnění vozovky;• využitelnost prostoru pod chodníky pro

vedení inženýrských sítí;• proměnnou šířku chodníku;• proměnnou výšku upevnění bednění

výklenků na bednícím voze.Zadávací dokumentace obsahovala

pouze osu komunikace, osy tunelů neby-ly v dokumentaci exaktně definovány. Pro-jektant proto v rámci zpracování realizač-ní dokumentace provedl i podrobné tra-sování obou tunelů. Norma umožňuje při požadované návrhové rychlosti a vhodné

Obr. 1 Blokové schéma tuneluFig. 1 Block diagram of the tunnel 1



S T R U C T U R E S


volbě směrového oblouku vozovku i v pří-padě protisměrných oblouků nepřeklá-pět, což eliminuje výše uvedené nevýho-dy. Návrh projektanta však nebyl ze strany autorského dozoru akceptován. Po doho-dě se zhotovitelem a investorem navrhl proto projektant RDS technické řešení využívající příčné překlápění profilu tune-lu podle příčného sklonu vozovky (obr. 2), které je náročnější na projekční práce a vytyčování na stavbě, z hlediska prová-dění však přináší celou řadu nesporných výhod. Kromě problému s odvodněním vozovky řeší všechny další výše uvedené komplikace.

Při překlápění profilu tunelu je plocha banketu pod chodníky v celé délce tunelu stejná, což umožňuje plné využití prostoru na umístění kabelovodů a potrubí požár-ního vodovodu. To se ukázalo jako zásad-ní při dodatečném prosazování umístění

potrubí požárního vodovodu pod chodní-kem, jak je běžné u zahraničních tunelů. I přes odpor ze strany autorského dozoru se nakonec podařilo požární potrubí pod chodníkem umístit a vyloučit tak riziko nut-nosti uzavření tunelu v případě poškození potrubí, jak tomu bylo u dálničního tune-lu Panenská.

Překlápěním profilu tunelu podle prů-sečíku osy tunelu s úrovní vozovky se šířka chodníků po délce tunelu praktic-ky nemění, což má mimo jiného i pozi-tivní dopad na umístění obrubníků, štěr-binových žlabů a samozhášecích kusů na odvodnění vozovky. Konstantní zůstá-vá i poměr desek spárořezu chodníku.

Pro bednění definitivního ostění tunelů se používá bednící vůz. Jedná se o sofis-tikované zařízení osazené čerpadly beto-nové směsi, příložnými vibrátory, otvo-ry pro ukládání betonu, hydraulikou pro

odbednění i ustavení formy a vlastním pojezdem. V případě bednění výklen-ků a krčků propojek je nutné na ocelo-vý plášť bednícího vozu připevnit speciál-ní nástavec. Při překlápění profilu tunelu podle sklonu vozovky lze nástavec umís-tit vždy do stejného místa, což eliminu-je vznik chyb při osazení bednění a je šetrnější k plášti bednícího vozu. Speciál-ním nástavcem byla bedněna i nika pro umístění nouzového osvětlení, jejíž polo-ha je vázána na úroveň chodníku. Příč-ným překlápěním se sice výrazně omezí šířkové disproporce chodníku, nelze však úplně zajistit konstantní výšku průsečíku roviny chodníku s ostěním tunelu, neboť při příčném naklápění se rovina chodní-ku překlápí podle jiného bodu do sklonu 2 % směrem k vozovce. Následkem toho dochází k chybě v umístění niky nouzo-vého osvětlení v řádu centimetrů, která je pro investora nepřijatelná, a niky muse-ly být následně převrtány. Pro další tunely lze proto doporučit vrtání nik pro nouzové osvětlení až po betonáži chodníku a spe-ciální nástavec do bednění neosazovat.

Překlápěním profilu došlo ke snížení hloubky šachet na čištění boční tunelo-vé drenáže. Díky pozitivnímu přístupu zástupce investora byl původně požado-vaný profil šachty 800 mm zmenšen při snížené hloubce šachty na 600 mm, což vedlo ke zmenšení výklenku na čištění drenáže, sjednocení jeho tvaru s výklen-kem požárního hydrantu, a tím ke sníže-ní počtu typů bloků betonáže. Navržená úprava se pozitivně projevila i v konstruk-ci hloubených tunelů, kde podle původ-ního řešení zadní strana výklenku čiště-ní drenáže vyčnívala z konstrukce ostě-ní, po úpravě v rámci RDS se celý výkle-nek zasunul do ostění. To je příznivější jak z hlediska statického působení a případ-ného vzniku trhlin, tak z hlediska prová-dění, protože bednění rubu ostění nemu-sí být v místě výklenku upraveno.

Podle normy je délka vzestupnice, na kterou se provádí překlopení vozov-ky, závislá na podélném i příčném sklo-nu komunikace. Výpočet délky vzestupni-ce vychází z požadavku, aby se v případě deště nedržela voda na povrchu vozovky a nebyla ohrožena bezpečnost provozu. Pro konkrétní případ sklonových pomě-rů severního tunelu vycházela délka vze-stupnice kolem 70 m. Jak již bylo uve-deno, betonáž tunelu probíhá po blo-cích délky 12 m a osu tunelu tvoří poly-gon. Stejně tak nelze klopení profilu tune-

2

3


3 7

S T R U C T U R E S


lu provádět plynule, ale ve skocích odpo-vídajících délce bloku betonáže. Převýše-ní, které je nutno překlopením překonat, závisí na šířce komunikace mezi obrubní-ky. Aby byl skok ve spáře mezi bloky beto-náže co nejmenší, provádí se v tunelu pře-klopení nikoli na délku vzestupnice vypoč-tenou podle normy, ale na délku přechod-nice. K překlopení vozovky dochází hlubo-ko v tunelu, kde nehrozí, že by na povrchu vozovky mohla stát voda, neboť jediný pří-pad, kdy může být na povrchu vozovky voda, nastává při mytí tunelu, které se pro-vádí při přerušení provozu.

Úprava detailu v místě patky ostění a ukončení izolaceVodonepropustnost ostění zajišťuje hyd-roizolační fólie umístěná mezi primárním a definitivním ostěním. U tunelů SOKP 513 je použit deštníkový systém izola-ce s příčným svedením podzemní vody k podélným tunelovým drenážím a dále do prostoru komořanského portálu. Sna-hou projektanta bylo umístit boční dre-náže co nejníže k úrovni základové spáry patky definitivního ostění a zároveň co nej-dále od spáry mezi horní klenbou a pat-kou ostění. Použití standardního a v zahra-ničí úspěšně používaného detailu umožni-lo odstranit obtížně kontrolovatelné vodo-rovné svary a zejména T-svary. Pro boční tunelovou drenáž bylo použito drenáž-ní potrubí podkovovitého tvaru od firmy Rehau, které je určeno pro použití v tune-lech. Potrubí bylo osazeno až po úro-veň příčných drenážních spár na trub-kách do spádového betonu vytvarované-ho do příčného sklonu směrem k potru-bí (obr. 3). Použití mezerovitého betonu jako obsypu drenážního potrubí umožnilo vytvořit mezi patkou a mezerovitým beto-nem spáru, do které se následně zatáhla hydroizolační fólie. Před betonáží definitiv-ního ostění se spára zalila betonem kašo-vité konzistence, čímž byla fólie zafixována a utěsněna ve spáře (obr. 4).

P R O V Á D Ě N Í D E F I N I T I V N Í H O O S T Ě N Í R A Ž E N Ý C H T U N E L Ů

Betonáž patek ostění a přípravné práce betonáže klenbyPřed popisem provádění definitivního ostění ražených částí tunelu je nutno zmí-nit, jaké práce s prováděním definitivního ostění bezprostředně souvisí.

S kvalitou spáry patky definitivního ostě-ní souvisí způsob rozpojování horninové-

ho masivu během ražby. V celé trase raže-ného tunelu se nacházela hornina, jejíž rozpojování si vyžádalo nasazení trhacích prací. Proto docházelo k lokálnímu přebrá-ní počvy tunelu a vzniklý prostor musel být vyplněn pod patkou výplňovým beto-nem ukládaným na očištěnou spáru.

Pro výztuž patek ostění bylo původně uvažováno s použitím armokošů. Vzhle-dem k potížím zejména s jejich výrobou a dopravou byl původní záměr nahrazen klasickým armováním in situ, které se ukázalo být výhodnějším jak ekonomic-ky, tak i rychlostí postupů.

V portálových blocích na rozhraní hloube-né a ražené části tunelu byl použit profil se spodní klenbou, v ostatních úsecích spočí-vala horní klenba na patkách. Oproti zadá-ní tak došlo díky příznivým geotechnickým poměrům ke změně, neboť zadání před-pokládalo nasazení profilu se spodní klen-

bou v delším úseku tunelu. Po betoná-ži patek ostění následovala pokládka dre-nážního potrubí a tvarování mezerovitého betonu obsypu drenáže. Spára pro zata-žení hydroizolační fólie vznikla vyklínová-ním prkna umístěného mezi patku ostě-ní a mezerovitý beton. Na patky ostění byly položeny a pevně zafixovány kolejni-ce pro pojezd profilovacího vozu, vozu pro instalaci hydroizolační fólie, vozu pro mon-táž samonosné výztuže a pro pojezd bed-nícího vozu. Zejména při pojezdu bed-nícího vozu je nutné zabránit vodorov-nému posunu kolejnice při zatížení pláš-tě bednění betonovou směsí. Profilova-cí vůz slouží k případné úpravě primární-ho ostění po profilování, pokud primární ostění zasahuje do prostoru definitivního ostění. Jako podklad pro hydroizolační fólii slouží nástřik betonu jemné frakce a geo-textilie 500 g/m2. Hydroizolační PE fólie

Obr. 2 Natáčený příčný řez severního tunelu

Fig. 2 Northern tunnel tube – a rotated cross section

Obr. 3 Vytvoření spáry pro ukončení hydroizolační fólie

Fig. 3 Creation of a groove for the waterproofing membrane stop end

Obr. 4 Detail patky s ukončením hydroizolace

Fig. 4 Detail of the footing and the waterproofing membrane stop end

Obr. 5 Samonosná výztuž horní klenby

Fig. 5 Self-supporting reinforcement of the upper vault 4

5



S T R U C T U R E S


SIKA PLAN WT 2200 tloušťky 2,5 mm se signální vrstvou mohla být podle poža-davku investora instalována s maximál-ním předstihem 50 m před betonáží ostě-ní. Omezení délky úseku prováděného v předstihu snižuje riziko poškození fólie a zvyšuje bezpečnost práce v případě, že by v tunelu došlo k požáru.

Výztuž a betonáž horní klenbyGeotechnické poměry zjištěné během výstavby nasvědčovaly tomu, že se v okolí výrubu nachází velmi kvalitní hor-ninový masiv. Při ploše výrubu 107 m2 se deformace primárního ostění pohy-bovaly v řádu milimetrů, pouze v přípor-tálových úsecích se na cholupické straně

dostaly až k hranici 30 mm. I tato hodno-ta však při velikosti výrubu svědčí o přízni-vých geotechnických poměrech.

V první fázi proto projektant provedl výpočet ve snaze prokázat dostateč-nou únosnost ostění bez použití výztu-že. Výhodou ostění z prostého betonu je minimalizace rizika poškození hydroizo-lační fólie a zmírnění požadavků na vznik trhlin. Díky nepříznivému tvaru příčného řezu tunelu se však nepodařilo dostateč-nou únosnost ostění prokázat a ostění bylo navrženo ze železobetonu.

Pro výpočet použil projektant speciál-ní postup s využitím plastického cho-vání železobetonového průřezu a úpra-vou tuhosti ostění v místě vzniku trhlin.

Tím došlo k optimálnímu využití průřezu a minimalizaci výztuže. Ukazatel vyztuže-ní průřezu klesl ze 167 kg/m3 uvažova-ných v zadání na 72 kg/m3.

Nosnou výztuž montovanou pouze ze sítí KARI Q513 podpíraly speciálně při-pravené armokoše stykované pomocí lanových spojek. Navržený způsob sty-kování armokošů zajišťuje flexibilitu spoje a oproti použití tuhých šroubovaných spojů a styčníkových plechů snižuje rizi-ko poškození izolace při osazování bed-nícího vozu, kdy může dojít k dotlače-ní výztuže. Samonosnost výztuže děla-la problémy v místě prostupů do tunelo-vých propojek. I když realizační dokumen-tace v tomto případě nahrazovala styko-vání nosných rámů šroubovanými spoji a nad prostupem byl vytvořen z výztu-že prostorový rám, docházelo k defor-maci výztuže a zhotovitel použil k jejímu uchycení do horninového masivu speciál-ní prvky k tomu určené, neboť bylo nutné projít přes hydroizolační fólii.

Montáž výztuže jednoho bloku betoná-že trvala zpočátku podle typu bloku beto-náže a složitosti čtyři až pět dní. Po zacvi-čení osádky byla zkrácena na dva až tři dny v nepřetržitém provozu. Vyztužová-ní probíhalo v předstihu před betoná-

6

7


3 9

S T R U C T U R E S


ží (obr. 5). Doba betonáže se pohybova-la od 7 do 12 h a odbednění probíhalo v závislosti na teplotě prostředí v tunelu do 11 až 15 h po ukončení betonáže.

Pro ostění byl použit beton C30/37 XF4 XD3. V době odbednění dosahovala pev-nost betonu 10 až 15 MPa, což zaruču-je samonosnost ostění zatíženého pouze vlastní vahou a teplotou, neboť zatíže-ní horninovým tlakem v té době plně přenáší primární ostění a zatížení hyd-rostatickým tlakem vylučuje navržený deštníkový systém hydroizolace. Výsled-ky geotechnického monitoringu ukazo-valy, že deformace primárního ostění se ve všech měřených profilech před zahá-jením betonáže ustálily.

Porovnání předpokladů DZS a výsled-ků dosažených v RDS ukazuje tabulka 1. V případě spotřeby betonu se však jedná pouze o teoretické hodnoty. K navýše-ní objemu betonu horní klenby v RDS o 1 746 m3 došlo vlivem dodatečného rozšíření tunelu a zvětšení jeho příčné-ho řezu.

Reálně použité množství betonu se od realizační dokumentace rovněž lišilo, neboť kromě teoretického objemu beto-nu ostění bylo nutné betonem vyplnit i objem geotechnických a technologicky podmíněných nadvýrubů a objem nad-výšení primárního ostění tunelu z důvo-

du stavebních tolerancí a pro deforma-ce primárního ostění, které byly zpravidla menší, než se předpokládalo.

Vlastní postup při realizaciVzhledem k tomu, že ze strany investo-ra vznikl požadavek na urychlení výstav-by a zkrácení termínu uvedení stavby do provozu, rozhodl se zhotovitel nasa-dit na betonáž raženého úseku severního tunelu i navazujícího hloubeného tune-lu na portálu Cholupice dvě kompletní sestavy. Každá z nich se skládala z izola-térského vozu (výrobek Renesco), armo-vacího vozu (výrobek CIFA) a bednící formy (výrobek CIFA).

První sestava byla nasazena přibližně v polovině raženého úseku tunelu. Pomo-cí této sestavy byl vybetonován úsek od bloku S 89 do S 8 (poslední blok raženého úseku tunelu) a dále pokra-čovala navazujícím hloubeným tunelem od bloku S 7 do S 1. Celkem bylo touto sestavou vybetonováno 993,1 m tune-lu s průměrným postupem 5,24 m/den. V hloubeném úseku bylo navíc použito kontrabednění rubu ostění (obr. 6). Vzhle-dem k tomu, že bednící forma CIFA z této sestavy nebyla uzpůsobena pro snadnou přestavbu na profil nouzového zálivu, byl záliv při betonáži vynechán. Na závěr se provedla betonáž portálového bloku, kde

bylo z důvodu jeho komplikovaného tvaru jako doplňkové navíc použito bednění speciálně vyvinuté pro tento účel firmou Nestservis.

Druhá sestava byla nasazena od komo-řanského raženého portálu. Původně slou-žila firmě Skanska BS pro betonáž třípru-hového hloubeného tunelu ve stavební jámě Komořany a před nasazením muse-la být uzpůsobena tvaru severního dvou-pruhového tunelu. Sestava měla s první sestavou identické složení, s výjimkou armovacího vozu (výrobce Ostu Stettin), který pocházel původně ze stavby Tunelu Klimkovice a pro nasazení na stavbě 513 musel být patřičně uzpůsoben. Pomo-cí této sestavy bylo provedeno definitiv-ní ostění až do bloku S 89 (začátek úseku první sestavy) opět s vynecháním zálivu.

Následně celá sestava couvla zpět k nouzovému zálivu blíže portálu Komo-řany, kde došlo k náročné přestavbě bed-nění na zálivový profil (obr. 7). Ačko-li výrobce předpokládal pro přestavbu a přemístění formy do zálivu 40 dní, zho-toviteli se podařilo celou operaci zvlád-nout za 17 dní.

Po betonáži prvního zálivu bylo nutno formu opět přestrojit do typického profi-lu tunelu, přemístit do druhého nouzové-ho zálivu a celý postup opakovat. Díky více než dvojnásobné transportní vzdálenos-

Obr. 6 Bednění hloubených tunelů CholupiceFig. 6 Formwork for the Cholupice cut-and-cover tunnels

Obr. 7 Bednící vůz v nouzovém zálivuFig. 7 Tunnel form traveller at the lay-by

Obr. 8 Meniskus ve vrcholu klenbyFig. 8 A meniscus at the top of the arch

Obr. 9 Graf závislosti objemu injektáže na výšce vrchlíkuFig. 9 Grout injection volume plotted against the top of

the arch height

Tab. 1 Hlavní výměry definitivního ostění severního tuneluTab. 1 Major volumes of the north tunnel final lining

Položka DZS RDS DZS-RDS

SO 6

02

Beton horní klenby [m3] 16 448 18 194 - 1 746

Beton patek a spodní klenby [m3] 3 770 3 555 215

Výztuž horní klenby [t] 2 739 1 303 1 436

Ukazatel – výztuž klenby [kg/ m3] 167 72 95

Výztuž patek a spodní klenby [t] 578 187 391

Ukazatel – výztuž patek [kg/ m3] 153 53 100

8 9



S T R U C T U R E S


ti se tentokrát proces protáhl na 21 dní. I tak se jednalo o velmi dobrý výkon, který urychlil celkovou dobu betonáže tunelu.

Na závěr byla forma přemístěna na cho-lupický portál, kde byla stejně jako první forma rovněž demontována. Celkem sestava vybetonovala 757,59 m definitiv-ního ostění, z toho 120 m v nouzovém zálivu s průměrným postupem 6,1 m/den – nepočítáme-li dobu přestavby formy. Veškeré betonáže na raženém i hloube-ném úseku tunelu realizovaném firmou Subterra byly zahájeny 14. října 2008 a ukončeny 5. července 2009.

Doinjektování vrchlíku klenbyPři betonáži definitivního ostění tvoří rubové bednění primární ostění. I když betonáž postupuje zpravidla dovrch-ně, konzistence betonové směsi neu-možňuje úplné vyplnění bloku betonáže a ve vrcholu klenby vznikají po zhutně-ní a dosednutí směsi nevyplněné menis-ky (obr. 8). Nejedná se o technologickou nekázeň zhotovitele, ale o známý a v lite-ratuře popsaný jev.

Ve vrcholu klenby jsou proto při beto-náži osazovány chráničky, které slouží pro dodatečné doinjektování vzniklých menis-ků. Při délce bloku betonáže 12 m se počet otvorů pohybuje od čtyř do osmi. Doinjektování vrchlíku klenby je provádě-no s odstupem cca dvou měsíců a tlak injektážní směsi nesmí překročit 3 bary. Práce postupují dovrchně a pokud začne

injektážní směs vytékat z výše položené-ho otvoru, je injektáž přerušena, injektážní otvor zaslepen a práce pokračují na výše položeném otvoru. Postupně je prostor vrchlíku kontinuálně vyplněn. Pokud by k tomu nedošlo, byl by oslaben průřez ve vrcholu klenby, a vlivem horninového tlaku by mohlo dojít k dotlačení izolační fólie na obnaženou výztuž a k jejímu poru-šení. Sanace protržené hydroizolační fólie je velmi obtížná, neboť k průsakům vody ostěním nedochází zpravidla v místě poru-šené fólie, ale v místě oslabeného beto-nu ostění.

Množství injektážní směsi závisí na tvaru tunelu a při očekávané výšce menisku 100 až 150 mm se pohybu-je od 300 do 500 m3 na celou délku raženého úseku tunelu. Za předpokladu vodorovného rozlití betonové směsi a při zanedbání sklonu tunelu ukazuje závis-lost množství injektážní směsi na výšce menisku graf na obr. 9. Výpočet je pro-veden pro celý ražený úsek severního dvoupruhového tunelu.

Problém zaplnění bočních drenáží injektážní směsíS problematikou doinjektování menis-ku ve vrcholu klenby zřejmě úzce souvi-sí závažný problém, který se při výstavbě objevil při kontrole průchodnosti bočních tunelových drenáží.

V obou tunelových troubách kamero-vé zkoušky lokálně zjistily buď částečnou

Obr. 10 Drenážní potrubí částečně vyplněné injektážní směsí

Fig. 10 Drainage pipe partially filled with grout

Obr. 11 Vysokotlaké čištění zainjektovaných drenáží

Fig. 11 High-pressure clearing of drains filled with grout

Obr 12 Mírně poškozený povrch drenáže po vysokotlakém čištění

Fig. 12 Slightly damaged surface of drains after high-pressure clearing

Obr. 13 Výztuž krčku tunelové propojky VZT objektu

Fig. 13 Reinforcement of the collar of the cross passage between the tunnel and the ventilation structure

Obr. 14 Původně navrhovaný VZT rozpletFig. 14 Original design for the ventilation

junction

Obr. 15 3D model zjednodušeného podzemního rozpletu

Fig. 15 3D model of the simplified underground junction

13

12

11

10


4 1

S T R U C T U R E S


nebo úplnou neprůchodnost drenážního potrubí vlivem zatečení injektážní směsi do potrubí (obr. 10). Situace se opakovala na několika úsecích tunelu. Způsob, jakým k zainjektování drenáží došlo, nebyl dosud objasněn. Aby injektážní směs zatekla do drenáže, musela by proniknout mezi izolační fólií a rubem definitivního ostě-ní až k patce tunelu, prorazit zálivku, kte-rou je izolační fólie zafixována mezi meze-rovitým betonem a patkou ostění, násled-ně prorazit spádový beton, do kterého je drenážní trubka osazena a přes mezero-vitý beton protéct do drenáží. I když se tato varianta jeví jako méně pravděpodob-ná, skutečnou příčinu se zatím nepodaři-lo zjistit. V každém případě se jedná o sku-tečnost, která je z hlediska provádění velmi nepříjemná, neboť čištění zainjektovaných

drenáží je obtížné, zdlouhavé a finančně nesmírně náročné (obr. 11).

Zatvrdlá injektážní směs byla rozrušo-vána vysokotlakým vodním paprskem, kdy tlak na trysce dosahoval 180 atmo-sfér. Limitujícím faktorem byl požadavek na nepoškození drenážního potrubí. Rych-lost postupu při čištění lze jen těžko spe-cifikovat, protože závisí na stupni zanesení potrubí. V našem případě se pohybovala v rozmezí 0,5 až 20 m/h (obr. 12).

Protože se při realizaci nepodařilo objas-nit příčinu zatékání injektážní směsi do dre-nážního potrubí, byl po zjištění tohoto pro-blému neprodleně zahájen nepřetržitý monitorig a zároveň byl do drenážního potrubí pouštěn proud vody, aby se pří-padné průniky injektáže okamžitě vyplách-ly a nedocházelo k zatvrdnutí směsi.

Obdobný jev byl v menším měřítku zjiš-těn při kamerových zkouškách i na již pro-vozovaných tunelech Panenská a Libou-chec. Objasnění příčiny zainjektovávání

drenáží by proto bylo přínosem pro další projektování a zejména realizaci tune-lů u nás.

Bednění krčků propojekKrčkem propojky se nazývá většinou kolmý přechod definitivního ostění v místě průni-ku dvou tunelových trub. Jedná se o prů-nik tunelových nouzových propojek s hlav-ními tunelovými troubami (obr. 13).

Tvar krčku je vymezen ocelovou for-mou připevňovanou na tunelový bednící vůz. Zpravidla se jedná o jeden ocelový komponent opakovaně používaný podle počtu tunelových propojek. Většina silnič-ních tunelů má profil horní klenby slože-ný ze dvou i více poloměrů. Tzn. že jaká-koli změna výšky či směru napojení zna-mená rozdílný tvar tunelového zárodku.

Ražené tunely SOKP 513 mají nejen roz-dílnou velikost průjezdného profilu (sever-ní tunel je dvoupruhový, jižní třípruho-vý) ale navíc se příčně celý profil naklápí do oblouků navržené trasy tunelu. Řeše-ní je technicky výhodné z hlediska budo-vání tunelu a jeho vystrojení, avšak každý tunelový zárodek je jiného tvaru a vyžadu-je použití vždy nové formy. Mezi oběma tunely se nachází osm tunelových propo-jek, a tedy šestnáct různých zárodků.

Standardním řešením by byla výroba šestnácti tunelových zárodků, každý pro jedno nasazení. Dodavatel bednění krčků propojek firma Nestservice, s. r. o., navrh-la konstrukční řešení ve formě univerzál-ní formy zárodku pokrývající všech šest-náct přechodových tvarů. Byla navržena a vyrobena ocelová forma tvořená pláš-těm ze vzájemně posuvných ocelových lamel na příhradové konstrukci. Bedně-ní musí splňovat přísné nároky na tuhost a pevnost konstrukce při zachování co

nejnižší hmotnosti z důvodu rychlos-ti montáže. Tvar lamel byl optimalizo-ván ve vztahu k hodnotám rozvinutých tvarů všech šestnácti tunelových propo-jek. Maximální odchylka od ideální průni-kové křivky byla 12 mm. Výsledkem byla forma teoreticky splňující veškeré klade-né požadavky. Praktické nasazení proká-zalo vhodnost daného řešení po strán-ce technické, prováděcí i ekonomické. Dané řešení znamenalo úsporu nákladů na nákup patnácti bednících forem.

V Z D U C H O T E C H N I C K Ý O B J E K T N O U Z O V

Původní návrhSoučástí zadávací dokumentace tune-lů SOKP 513 byl i požadavek na výstav-

bu vzduchotechnického objektu Nou-zov, který při vysokých dopravních zátě-žích zajišťuje, aby koncentrace škodlivin při provozu nepřekračovaly hygienickými předpisy povolené meze.

Objekt se skládá z nadzemní části, kde je umístěna strojovna vzduchotechni-ky, technologické zázemí a výdechový komín, vzduchotechnické šachty a pod-zemního vzduchotechnického rozpletu napojeného na oba hlavní tunely. Sou-částí podzemního rozpletu byla v úrov-ni DZS kromě poměrně složitého systé-mu chodeb a kanálů i úprava konstruk-ce ostění obou tunelů v místě napojení na vzduchotechnický objekt. Profil tune-lu byl oproti standardnímu tvaru nad-výšen, na bocích tunelu byly navrženy sestupné šachty se žaluziemi pro odsává-ní znečištěného vzduchu (obr. 14). Čerst-vý vzduch byl přiváděn do prostoru nad mezistropem třípruhového tunelu a vyfu-kován do tunelu v dostatečné vzdálenos-

14 15



S T R U C T U R E S


ti od nasávacích žaluzií, aby nedocházelo k jeho opětovnému nasávání.

Navržené technické řešení nebylo opti-mální z několika důvodů:• degradace horninového masivu při pou-

žití trhacích prací v místě rozpletu;• náročná údržba a zvýšené riziko vzniku

chyb při realizaci;• použití speciálního typu bednění

na velmi krátkém úseku tunelu;• zmenšení světlé plochy tunelu v místě

mezistropu o 25 %.Projektant RDS po dohodě se zástup-

ci zhotovitele i investora přistoupil k opti-malizaci technického řešení.

Optimalizace technického řešeníVe spolupráci s projektantem vzducho-techniky tunelu byly prověřeny nutné plo-chy nasávacích a výfukových kanálů. Prio-ritou bylo zejména odstranění atypických konstrukcí v hlavních tunelech, neboť ty představovaly zásadní problém při splně-ní požadavku investora na zkrácení termí-nu uvedení stavby do provozu. Konstrukce mezistropů, zajišťujících přívod čerstvého vzduchu do stoupacího třípruhového tune-lu, byla nahrazena obchozí vzduchotech-nickou štolou napojenou přímo na vzdu-

chotechnickou šachtu. Vyústění obchozí štoly do třípruhového tunelu bylo navrže-no v takové vzdálenosti, aby čerstvý vzduch přiváděný štolou nebyl nasáván se znečiš-těným vzduchem do výfukové části objek-tu (obr. 15). Do prostoru vzduchotechnic-kého rozpletu byla posunuta tunelová pro-pojka č. 5, standardně navržená pro únik osob v případě nehody v tunelu. Přidáním mezistropu do propojky vznikl nad ním prostor pro odsávání znečištěného vzdu-chu z obou tunelů. Prostor pod mezistro-pem byl využit pro únik osob a pro umístě-ní technologického vybavení tunelu. Vzhle-dem k tomu, že šachta ústí přímo do tune-lové propojky, navrhl projektant na roz-díl od ostatních propojek v místě průniku šachty v propojce spodní klenbu, která lépe přenáší zatížení do podloží. Další opatření k omezení přenosu zatížení ze vzducho-technické šachty do ostění propojky před-stavovalo zazubení ostění šachty tvořené vyztuženým límcem výšky 1,4 m situova-ným nad zaústěním obchozí štoly do vzdu-chotechnické šachty.

Novým návrhem technického řeše-ní vzduchotechnického rozpletu došlo k výraznému zjednodušení díla. Původ-ní podzemní komplex byl redukován

na vzduchotechnickou šachtu a obcho-zí vzduchotechnickou štolu. Podzem-ní objekt byl sdružen s tunelovou pro-pojkou, čímž došlo ke snížení prac-nosti, i když ostění propojky doznalo změn vytvořením mezistropu (obr. 16) a v oblasti průniku se vzduchotechnickou šachtou. Tvar tunelů a propojky i dimen-ze ostění zůstaly zachovány. Nadzemní část objektu zůstala po stavební stránce bez výraznějších změn.

Zhotovitel tunelů mohl při výstav-bě postupovat stejným technologic-kým postupem, pouze v místě napoje-ní obchozí vzduchotechnické štoly na tří-pruhový tunel bylo nutné zajistit bednění průniku obou děl. Napojení propojky č. 5 bylo standardní jako v případě ostatních průniků tunelů s propojkami, pouze osa propojky byla posunuta o 1 m od osy bloků v tunelu tak, aby procházela pod vrtem sloužícím pro odvětrávání prů-zkumné štoly.

Výstavba podzemního vzduchotechnického rozpletuRealizace vzduchotechnického objektu byla zahájena hloubením šachty, prů-měru 7,9 m a hloubky 43 m, z povrchu

Obr. 16 Betonáž mezistropu vzduchotechnického rozpletu

Fig. 16 Casting of the intermediate deck for the ventilation junction

Obr. 17 Napojení obchozí VZT štoly na větrací šachtu a propojku

Fig. 17 Connection of the by-pass ventilation adit to the ventilation shaft and the cross passage

Obr. 18 Lezné oddělení ve výdechové části šachty

Fig. 18 A manway compartment in the exhaust part of the shaft

18

16 17

území se zajištěním stability výrubu pri-márním ostěním ze stříkaného betonu tloušťky 200 mm se sítěmi KARI a výztuž-nými ocelovými rámy. Hornina byla odtě-žována do tunelu vrtem ∅ 800 mm. Hor-ninový masiv byl po obvodě prokotven krátkými kotvami délky 2 m. Po vyhlou-bení šachty a vyražení tunelové propojky č. 5 mohla začít instalace mezilehlé fóli-ové izolace tloušťky 2,5 mm se signál-ní vrstvou a betonáž definitivního ostě-ní propojky.

Jedním z nejnáročnějších úseků stavby v popisované části byla realizace průniku propojky, obchozí vzduchotechnické štoly a vzduchotechnické šachty, a to po všech stránkách: izolatérských prácí, montáže armatury, sestavení bednění z kompo-nentů PERI a v neposlední řadě i vlast-ní betonáže (obr. 17). Po vybetonování ostění v místě průniku již probíhala beto-náž definitivního ostění šachty po blocích délky 4 m a tloušťky 300 mm do posuv-ného bednění PERI posunovaného jeřá-bem umístěným nad ohlubní šachty.

Výztuž definitivního ostění byla upra-vena tak, aby na vylamovací trny mohla být stykována výztuž dělící stěny, která byla betonována s odstupem za betoná-ží ostění šachty a při provozu bude oddě-lovat nasávací a výfukovou část vzdu-chotechnického objektu (obr. 18). Stan-dardní výztuž definitivního ostění tvořily sítě KARI kladené na oba povrchy ostě-ní, pouze v místě průniků šachty s pro-pojkou a obchozí štolou byla použita pru-tová výztuž.

Z hlediska stavby byla náročným úko-lem i příprava bednění obchozí vzducho-technické štoly. Trasa podkovovitého pro-filu štoly ležela ve směrovém i výškovém oblouku, což kladlo zvýšené nároky na výrobu i montáž bednění.

Z Á V Ě R

V době publikování článku již byly beto-náže ostění ukončeny, a lze rekapitulo-vat. V průběhu realizace musel projek-tant i zhotovitel řešit celou řadu neoče-kávaných situací. Návrhy na provádění změn během výstavby padaly od investo-ra, zhotovitele i projektanta. Reakce part-nerů ve výstavbě na navrhované změny nebyly zpočátku vždy pozitivní a k pro-sazení nového technického řešení bylo nutné najít pádné argumenty.

Díky pozitivnímu přístupu všech účast-níků výstavby se téměř vždy podařilo dospět ke konsenzu, který vedl ke zjed-

nodušení provádění a následné údržby i ke snížení rizika vzniku chyb při realizaci díla. Zkušenosti z již provozovaných tune-lů i požadavky tunelářské normy hovo-ří o minimální životnosti tunelu 100 let. I když optimalizace technického řeše-ní v průběhu výstavby naráží na časové i legislativní problémy, určitě stojí za to se, vzhledem k předpokládané životnos-ti díla, vylepšováním technického řešení zabývat i v této etapě „života“ tunelu.

Název projektu

Silniční okruh kolem Prahy, stavba 513 Vestec – Lahovice

Investor Ředitelství silnic a dálnic ČR

ZhotovitelSdružení Vestec – Lahovice Skanska DS, a. s., Skanska BS, a. s.,Alpine Mayreder, a. s.

Podzhotovitel Subterra, a. s.Hlavní inženýr projektu (HIP)

Ing. Libor Mařík, IKP Consulting Engineers, s. r. o.

Realizace 2006 až 2010

Ing. Radan Bohman

Subterra, a. s.

Elišky Přemyslovny 380, 156 00 Praha 5

tel.: 602 645 612, fax: 283 850 995


www.subterra.cz

Ing. Libor Mařík

IKP Consulting Engineers, s. r. o.

Jirsíkova 5, 186 00 Praha 8

tel.: 605 707 767, fax: 255 733 622


www.ikpce.com

Ing. Pavel Stibal

Nestservice, s. r. o.

Košinova 13, 612 00 Brno

tel.: 602 447 809, fax: 543 236 686


www.nestservece.cz

Literatura:[1] Ředitelství silnic a dálnic ČR.: SOKP

Stavba 513 Vestec–Lahovice, Tunel Komořany, DZS

[2] Pragoprojekt, a. s.: SOKP 513, Změna DSP 06/2007

[3] IKP Consulting Engineers: RDS SO 602 Ražený tunel dvoupruhový

[4] IKP Consulting Engineers: RDS SO 609 Výdechový a nasávací objekt Nouzov

[5] IKP Consulting Engineers: RDS SO 607 Hloubený tunel dvoupruhový

softwarecivil engineering


F I N A L L I N I N G O F T H E V L T A V A T U N N E LD E F I N I T I V N Í O S T Ě N Í K A B E L O V É H O T U N E L U V L T A V A


S T R U C T U R E S

M I C H A L S E D L Á Č E K

Článek popisuje systém opatření slouží-cích k zajištění vodonepropustnosti defi-nitivního ostění při výstavbě kabelového tunelu pod řekou Vltavou. The article deals a design of the water-proof final lining in the Vltava tunnel.

Z energetických analýz, které vypracova-la Pražská energetika, a. s., vyplynula nut-nost realizace kapacitního energetického propojení obou břehů Vltavy mezi měst-skými částmi Smíchov a Nové Město.

Hlavním důvodem byla především roz-sáhlá výstavba v oblasti Smíchova a s tím spojená nutnost zajistit potřebnou ener-getickou kapacitu.

Z Á K L A D N Í Ú D A J E

Kabelový tunel Vltava (KT) je situován mezi botelem Admirál a Trojickou ulicí. Výstavba byla zahájena v březnu roku 2007. Tunel je dlouhý 280 m a je veden 24 m pod hla-dinou Vltavy (uvažována provozní hladina 187,60 m n. m). Pro statický výpočet byla uvažována hladina Q2002 + 300 mm, což představovalo v nejhlubším místě 43 m

vodního sloupce (šachta K35). Světlý pro-fil kabelového tunelu je podkovitý, široký 2,4 m a vysoký 2,6 m v klenbě. Na smí-chovském břehu se nachází kruhová šach-ta K35 o světlém průměru 3,9 m a hloub-ce 40 m. Na novoměstském břehu se nachází kruhová šachta K36 o světlém prů-měru 3,2 m a hloubce 26,8 m.

Z A J I Š T Ě N Í V O D O T Ě S N O S T I D E F I N I T I V N Í H O O S T Ě N Í

Pro celkovou koncepci hydroizolačního sys-tému kabelového tunelu byl zvolen uza-vřený systém hydroizolace. Tento systém

Obr. 1 SituaceFig. 1 Site plan

Obr. 2 Podélný profilFig. 2 Longitudinal section

Obr. 3 Schéma aktivace těsnícího plechuFig. 3 Principle of sealing plate

Obr. 4 Těsnění pracovních spár, a) b)Fig. 4 Sealing of daywork joint, a) b)

Obr. 5 Provizorní uzavření jímkyFig. 5 Temporary closing of sump1 4a

2

3

4b

5


4 5

S T R U C T U R E S


výrazně snižuje provozní náklady (odpadá čištění drenáží) a po dostavbě kabelového tunelu nenarušuje režim podzemních vod.

Definitivní ostění se v nejhlubším místě nachází 43 m pod hladinou Vltavy, to odpovídá tlaku 430 kPa (= 4,3 bary = 4,244 atm). Na tento vodní sloupec bylo navrženo jak definitivní ostění, tak i pra-covní a dilatační spáry.

Vodotěsnosti betonu zde bylo docíle-no použitím lité, snadno zhutnitelné beto-nové směsi C25/30 – XA2 SVC – XC2 – Dmax 16 – S5 v kombinaci s použitím prostředků sekundární krystalizace. Podle TKP ČD (Kapitola 20 – Tunely) je beton považován za vodotěsný pokud maximál-ní hloubka průsaku nepřekročí 25 mm. Na zkušebních vzorcích byla naměřena maximální hloubka průsaku 23 mm.

Vodotěsnost pracovních spár byla zajiš-těna použitím těsnících plechů oboustran-ně pokrytých speciální minerální vrstvou. Dostane-li se do blízkosti této vrstvy voda, rozběhne se chemická reakce, během níž se vytváří krystalické jehličky postupně prorůstající do pórové struktury betonu – tím z něho vytlačují vodu. Dokonalé spo-jení těsnícího plechu s betonovou směsí je zajištěno zdrsněným povrchem plechu a omezením velikosti maximálního zrna kameniva použitého pro betonovou směs. Pro bezpečné zaručení vodotěsnosti pra-covních spár byly těsnící plechy doplněny pojistným systémem injektážních hadiček s vyústěním po 10 m.

Vodotěsnost dilatačních spár byla zajištěna použitím vnitřního PVC-P pásu do dilatačních spár v kombinaci s pojist-ným systémem injektážních hadiček.

U Z A V Ř E N Í Č E R P A C Í J Í M K Y

Zajímavým problémem bylo uzavření čer-pací jímky ve dně šachy K35. Jímka měla pouze dočasnou funkci a v konečném sta-diu mělo dojít k jejímu zabetonování tak, aby dno šachty vydrželo tlak 43 m vod-ního sloupce. Silné přítoky vody do díla neumožňovaly zastavit čerpání na dobu nutnou ke stykování nosné výztuže svary či chemickými kotvami. Nosné napojení výztuže bylo tedy realizováno šroubovaný-mi spojkami LENTON (P13+P15). U toho-to systému stykování nedochází ke snížení únosnosti výztužných prutů vlivem spojek a lze uvažovat jejich plné využití.

Postup při uzavírání čerpací jímky byl následující: po dokončení definitivního ostění tunelu a šachet byl otvor ve dně šachty provizorně uzavřen ocelovým poklo-pem. Tím došlo k postupnému vyrovnání hladiny podzemní vody na původní hladi-nu. Následně byla uskutečněna prohlíd-ka definitivního ostění za účelem zjištění možných průsaků. V případě zjištění lokál-ních průsaků mohl být ocelový poklop odstraněn a sanační práce prováděny při sníženém vodním tlaku za definitivním ostěním. Po úspěšném dokončení sanač-ních prací se mohlo přistoupit k napojení výztuže a zabetonování dna šachty.

Z Á V Ě R

Při prohlídce KT Vltava uskutečněné v září 2009 (tzn. po dvanácti měsících provo-zu) nebyly zjištěny žádné průsaky do díla. Systém opatření sloužících k zajištění vodonepropustnosti definitivního ostění je tedy možné považovat za zcela funkč-ní a účinný. Závěrem je třeba poděkovat investorovi, který na své stavbě umožnil aplikovat popsanou technologii.

Ing. Michal Sedláček

KO-KA, s. r. o., Thákurova 7, 166 29 Praha 6

tel.: 731 412 556, e-mail: [email protected]

Fotografie: archívy firem KO-KA, s. r. o.,

a Metrostav, a. s.

Literatura:[1] Firemní materiály firmy Schomburg

Obr. 6 Napojení výztužeFig. 6 Bar to bar connection

Obr. 7 Stav KT Vltava po 12 měsících provozu, a) b)

Fig. 7 Vltava tunnel after 12 months of using, a) b)

6

7b

7a


U N R E I N F O R C E D C O N C R E T E V A U L T S I N R A I L W A Y T U N N E L S O F N E W C O N N E C T I O N I N P R A G U E

N E V Y Z T U Ž E N É B E T O N O V É K L E N B Y Ž E L E Z N I Č N Í C H T U N E L Ů N O V É H O S P O J E N Í


S T R U C T U R E S

M I R O S L A V M A R E K , R A D O M Í R P U K L , M I C H A L G R A M B L I Č K A , M I C H A L S E D L Á Č E K

Příspěvek popisuje návrh a posouzení definitivních ostění kleneb železničních tunelů, realizovaných prvně na českém území z nevyztuženého betonu.Design of final lining in vaults of railway tunnels, which has been made from plain concrete for the first time in the Czech Republic, is presented.

Plány na propojení pražských železničních nádraží mají dlouhou historii, sahající hlu-boko do minulého století. Teprve naše generace však měla to štěstí, že se mohla

podílet na návrhu a realizaci tzv. Nového spojení, které propojuje železniční stanice Praha hlavní nádraží a Masarykovo nádra-ží s Libní, Vysočany a Holešovicemi. Stavba svým významem přesahuje pražskou aglo-meraci, protože umožňuje průjezd vlako-vých souprav z východu a severu republiky na jih a západ. Současně doplňuje měst-skou dopravu o prvek, který je velice dobře znám z měst na západ od našich hranic, a to městskou železnici (tzv. S-Bahn). Že tato koncepce může dobře sloužit, ukáza-ly i katastrofální záplavy v roce 2002, kdy po zatopení pražského metra byla želez-nice spolehlivým dopravním prostředkem pro velké množství cestujících.

Stavba je výjimečná také 450 m dlou-

hou čtyřkolejnou estakádou, která přivá-dí železnici od hlavního pražského nádra-ží k úpatí masivu Vítkova, v jehož podélné ose byly v letech 2004 až 2008 realizo-vány dva dvoukolejné tunely délek 1 365 a 1 316 m. Ražby tunelů dle principů Nové rakouské tunelovací metody probí-haly v ordovických horninách pomocí trha-cích prací. Podrobnější informace najdou zájemci v dalším článku tohoto časopisu o Vítkovských tunelech. Tento příspěvek představuje návrh a statické posouzení tunelové klenby z prostého betonu.

V Í T K O V S K É T U N E L Y

Oba Vítkovské tunely, severní a jižní, jsou navrženy v celé své délce jako dvou-kolejné. V portálech (obr. 1), v úsecích s nepříznivými geologickými podmínka-mi a v místech křížení s jinými podzem-ními objekty byla navržena spodní klen-ba, jinak mají tunely patky. Po dokonče-ní ražeb byla na vyztužený stříkaný beton upevněna hydroizolační fólie, která byla napojena na drenážní systém tak, aby se v masivu zabránilo vzniku hydrostatické-ho tlaku podzemních vod. Poté probíhala betonáž kleneb pomocí posuvného oce-lového bednění délky 12,3 m.

D E F I N I T I V N Í O S T Ě N Í R A Ž E N Ý C H T U N E L Ů Definitivní ostění ražených tunelů (obr. 2) bylo navrženo jako monolitická betonová konstrukce. Vzhledem k proměnlivým geo-logickým podmínkám a podzemním objek-

Obr. 1 Pohled na západní portály tunelůFig. 1 West tunnel portals

Obr. 2 Pohled do hotového tuneluFig. 2 View into the tunnel tube

Obr. 3 Vzorový příčný řez dvoukolejným tunelem Fig. 3 Tunnel cross section

Obr. 4 Schéma nelineárního materiálového chování modelu betonu

Fig. 4 Scheme of the nonlinear material model response for concrete

Obr. 5 Výpočetní model ostění s pružným uložením

Fig. 5 Structural model with spring supports

Obr. 6 Gaussova křivka rozdělení pevnosti betonuFig. 6 Gaussian distribution of concrete strength

1

2


4 7

S T R U C T U R E S


tům byla definitivní konstrukce v ražených částech realizována z nevyztuženého (cca. 60 % celkového množství) i z vyztužené-ho betonu (cca. 40 %). Základním tvarem ostění je kruhová horní klenba o vnitřním poloměru 5,7 m. Světlá výška tunelu je 8,37 m a minimální šířka 11,4 m. Minimál-ní tloušťka horní betonové klenby tunelu je 0,35 m. V opěří se směrem dolů tloušťka ostění zesiluje na 0,48 m (obr. 3).

Návrh a posouzení ostění z prostého betonu Návrh nevyztuženého ostění byl prove-den pomocí nelineární analýzy metodou konečných prvků v programu ATENA 2D. Program umožňuje modelovat chování a odezvu konstrukce včetně vzniku a šíře-ní trhlin v taženém betonu až do případ-ného porušení konstrukce.

Pro realistický výpočet odezvy beto-nových konstrukcí byly použity nelineár-ní materiálové modely uvažující všechny důležité aspekty chování betonu v tlaku

i v tahu (obr. 4). Vznik trhlin je kontro-lován tahovou pevností betonu, otevírá-ní a šířka trhlin závisí na lomové ener-gii materiálu. Pro beton v tlaku byl použit plasticitní model, který je schopen realis-ticky postihnout drcení betonu při více-osé napjatosti a zvýšení tlakové pevnosti v důsledku příčného sevření.

Výpočty byly provedeny ve stavu rovin-né deformace, která dobře vystihuje cho-vání ostění ve střední části tunelu. Model konstrukce (příčný výsek ostění tloušťky 1 m, obr. 5) byl v řezu rozdělen na plošné konečné prvky o směrné velikosti 0,05 m. Celý model byl tvořen zhruba čtyřmi tisíci izoparametrických konečných prvků.

Důležitým aspektem chování ostění tunelu je interakce vlastní konstrukce s okolním horninovým prostředím. Hor-ninové prostředí bylo modelováno jed-nak konečnými prvky s vlastnostmi hor-niny (plasticitní materiálový model Druc-ker-Prager), a jednak uložením modelu ostění na nelineárních pružinách s vylou-

čením tahového působení. Výpočtové hodnoty vlastností horninového prostředí byly odvozeny z materiálových vlastnos-tí použitých v pravděpodobnostním řeše-ní primárního ostění, při němž byl uvá-žen vliv proměnlivosti prostředí na hod-noty zatížení ostění a na tvorbu poruše-ných oblastí v okolí tunelu. Tuhost pružin v radiálním i tangenciálním směru byla stanovena na základě postupů a vzta-hů uvedených ČSN 73 7501 pro modul reakce horninového prostředí.

Definitivní ostění tunelu v ražené části bylo navrženo z prostého betonu třídy C25/30. Pro posouzení mezního stavu použitelnosti (MSP) byly ve výpočtech použity charakteristické hodnoty mate-riálu, pro posouzení mezního stavu únos-nosti (MSU) byly použity návrhové hod-noty materiálu. Pro účely posouzení glo-bální spolehlivosti konstrukce se uvažo-valo rovněž se středními materiálovými hodnotami. Dílčí součinitel materiálu γc se v mezních stavech únosnosti podle dopo-

3

5

4

6



S T R U C T U R E S


ručení uvedeného v ČSN EN 1992-1-1 pro konstrukce z prostého betonu uvažo-val hodnotou γc = 1,8 (obr. 6). Základová patka definitivního ostění byla vyztužena pruty ∅16 mm z oceli R 10 505 s doko-nalou soudržností.

Zatížení definitivní konstrukceDefinitivní ostění ražených tunelů bylo ve výpočtu zatěžováno kombinacemi stálých, krátkodobých a dlouhodobých samostatných zatížení. Konstrukce byla postupně ve výpočtových krocích zatě-žována: • vlastní tíhou konstrukce – pro výpočet

zatížení od vlastní váhy konstrukce byly použity vstupní parametry objemové hmotnosti betonu γd = 24 kN/m3;

• smrštěním a dotvarováním – veli-kost poměrného přetvoření betonu od smrštění εcs byla stanovena dle ČSN EN 1991-1 hodnotou εcs = 0,000112;

• teplotními změnami, oteplením a ochla-zením – v kombinacích zatěžovacích stavů byl zohledněn stav rovnoměrné-

ho i nerovnoměrného oteplení a ochla-zení, jehož intenzita je závislá na vzdá-lenosti sledovaného úseku od portálu a ročním období, ve výpočtu byly pou-žity hodnoty odpovídající vzdálenosti od 200 do 1000 m od portálu;

• horninovým tlakem – zatížení bylo sta-noveno na základě výsledků mate-matického modelovaní ražeb tunelu metodou konečných prvků. Ve výpo-čtu bylo uvažováno zatížení jako spojité, po celém obvodu definitivního ostění kolmo k jeho povrchu, při plném zatížení konstrukce horninovým tlakem dosáh-ne plošné zatížení hodnoty 120 kPa (obr. 7). Toto zatížení bylo dosaženo ve výpočtovém kroku 26, jehož výsled-ky byly použity pro posouzení použitel-nosti a únosnosti konstrukce z hledis-ka mezních stavů. Ve výpočtech bylo ostění dále zatěžováno horninovým tla-kem až do porušení. Výsledná únosnost (odolnost) konstrukce byla vyhodnoce-na – při výpočtu s návrhovými hodno-tami došlo k porušení konstrukce při

více než pětinásobném přetížení ostění zemním tlakem.

Posouzení definitivní konstrukce z hlediska mezního stavu použitelnosti (MSP)Posouzením mezních stavů použitelnos-ti (MSP) se prokazují vlastnosti betono-vé konstrukce z hlediska potřeb uživate-le objektu. Cílem posudku betonové kon-strukce dle mezních stavů použitelnos-ti je zabránění takovým stavům konstruk-ce, při kterých by bylo omezeno užívá-ní objektu.

Konstrukce definitivního ostění tunelů jsou posuzovány na mezní stav šířky trhlin a mezní stav přetvoření dle ČSN EN 1992-1-1 (obr. 8). Limitní hodnoty přípustných posunů ostění jsou dány velikostí Δlim = 50 mm. Maximální průhyb klenby ve výpo-čtech dosáhl 15 mm (obr. 9). Norma ČSN EN 1992-1-1 nestanovuje žádné omezení šířky trhlin pro konstrukce z prostého beto-nu. Proto byl při jednání zúčastněných firem dohodnut mechanismus posouzení

Obr. 7 Schéma zatížení klenby horninovým tlakem 0,120 MPaFig. 7 Scheme of the vault loading by ground pressure of 0,120 MPa

Obr. 8 Znázornění výsledků pro MSP – trhliny, deformaceFig. 8 Representation of results for SLS – cracks, deformations

7

8

9

10


4 9

S T R U C T U R E S


konstrukce na mezní stav šířky trhlin a sta-novena maximální šířka trhliny hodnotou 1 mm. Ve výpočtu byla dosažena maxi-mální šířka trhliny 0,14 mm (obr. 10).

Posouzení definitivní konstrukce z hlediska mezního stavu únosnosti (MSU)Po ukončení výpočtů s návrhovými hod-notami materiálu (beton C25/30) byly graficky (obr. 11) i tabulkově zpracovány průběhy vnitřních sil na konstrukci (ohy-bové momenty M [MNm], normálové síly N [MN] a posouvající síly Q [MN]) pro veškeré zatěžovací stavy a jejich kom-binace. Následně bylo možno zobra-zit a vyčíslit veškeré potřebné informa-ce o konstrukci v kterékoli fázi jejího zatě-žování.

Jednotlivé tloušťky ostění nevyztuže-ného profilu byly posouzeny na zatíže-ní kombinací ohybu a normálové síly (obr. 12). Dále bylo provedeno posou-zení limitních kombinací normálového a smykového napětí (obr. 13), neboť

při kombinaci namáhání prvku z prosté-ho betonu smykem za mimostředného tlaku je průřez schopen přenést smyko-vé napětí pouze v závislosti na současně působícím tlakovém normálovém napě-tí v tomto průřezu. Do takto sestrojených grafů byly zakresleny všechny návrhové kombinace vnitřních sil. Na základě pro-vedených vyhodnocení lze konstatovat, že definitivní ostění je plně spolehlivé.

Pro mezní stav únosnosti byly rovněž posouzeny interakce momentu a normá-lové síly vyztužené základové patky, návr-hová únosnost jejího průřezu a schop-nost přenosu smykové síly. Základová spára patek byla posouzena na únos-nost a na usmýknutí. Z hlediska možné-ho usmýknutí byly prověřeny i kontaktní spáry mezi ostěním a patkou.

Globální součinitel bezpečnosti odolnosti ostěníGlobální součinitel bezpečnosti konstruk-ce z hlediska její odolnosti (únosnosti) lze vyhodnotit jako poměr střední hodnoty

odolnosti k odolnosti spočtené s návrho-vými hodnotami materiálu. Střední hod-nota odolnosti konstrukce je u běžných stavebních konstrukcí obvykle blízká odol-nosti spočtené se středními hodnotami materiálu. Za tohoto předpokladu vychází globální součinitel bezpečnosti pro odol-nost analyzovaného ostění vůči hornino-vému tlaku v rozmezí 1,34 až 1,49 podle předpokládaného průběhu nerovnoměr-ného teplotního pole, jehož účinky se kombinují s horninovým tlakem.

Ošetřování čerstvého betonuBetonáž kleneb probíhala pomocí posuv-ného ocelového bednění délky 12,3 m s ošetřováním betonu v prvních dnech po odbednění. K běžně používanému ochrannému nástřiku sloužícímu k zabrá-nění rychlého odpaření vody z konstrukce, nanášeného neprodleně po odbednění, přibyly dva ošetřovací vozy (obr. 14). Vozy byly umístěny bezprostředně za bednícím vozem a poskytly betonům nových kleneb ochranu tři až čtyři dny v závislosti na délce

Obr. 9 Průběh monitorované deformace m1 – svislý průhyb vrcholu klenby [m]Fig. 9 Monitored value m1 – vertical deflection of vault top [m]

Obr. 10 Detail otevření trhlin [m], svislé napětí [MPa]Fig. 10 Detail of cracks opening [m], vertical stresses [MPa]

Obr. 11 Průběh vnitřních sil M, N [MNm, MN]Fig. 11 Internal forces M, N [MNm, MN]

Obr. 12 Interakční diagram pro prostý betonFig. 12 Interaction diagram for plain concrete

Obr. 13 Limitní kombinace návrhových hodnot normálového a smykového napětíFig. 13 Limit combination of design values of normal and shear stresses

11 12

13



S T R U C T U R E S


trvání betonážního záběru. Použitím ošet-řovacích vozů byla zajištěna ochrana proti proudění vzduchu při líci ostění. Tím došlo ke zvýšení vlhkosti vzduchu u čerstvé klen-by a bylo zabráněno rychlému vysychá-ní betonu konstrukce, což omezilo vznik smršťovacích trhlin.

V závěrečné fázi betonáže horních kle-neb proběhlo ve spolupráci s Kated-rou experimentální geotechniky Staveb-ní fakulty ČVUT měření sloužící k porov-nání průběhu hydratace betonu s ochra-nou ošetřovacích vozů a bez ní. Celkem bylo osazeno šestnáct čidel ve dvou pro-filech a měření probíhalo až do ustále-ní teplot betonu. Výsledky budou využi-ty pro zlepšení efektivity technologických postupů při betonáži kleneb tunelů z pro-stého betonu.

Z Á V Ě R

Nevyztužené ostění tunelů Nového železničního spojení v Praze (obr. 15) bylo navrženo s podporou materiálo-vě neli neární analýzy metodou koneč-ných prvků. Realizace trvalého tunelové-ho ostění železničního tunelu z prostého betonu je v rámci České republiky ojedi-nělá. Metodika návrhu nevyztužené tune-lové konstrukce pomocí nelineární nume-rické analýzy je originální v celosvětovém měřítku. Kombinace obou postupů při-nesla úspěšné rozšíření a doplnění postu-pů běžně používaných ve stavební praxi. Proto byl projekt oceněn čestným uzná-ním ČKAIT (obr. 16).

Zkušenost z tohoto projektu ukáza-la, že využití progresivních metod návr-hu podporuje optimální návrh konstruk-

ce, a v konečném důsledku vede k vše-stranným a výrazným úsporám při rea-lizaci stavebního díla. Použitím uvede-ného postupu byly prokázány potřebné vlastnosti nosné konstrukce, a současně byl vytvořen prostor pro úspory materiálu (výztuže) při výstavbě díla a pro zkrácení doby výstavby snížením pracnosti oproti vyztuženému profilu.

V článku byly úspěšně využity výsledky

výzkumného projektu GAČR 103/08/1527

„Globální formát posuzování bezpečnosti

železobetonových konstrukcí“.

Ing. Miroslav Marek

tel.: 267 094 134


Ing. Michal Gramblička

tel.: 267 094 323


oba: SUDOP Praha, a. s.

Olšanská 1a, 130 80 Praha 3

www.sudop.cz

Ing. Radomír Pukl, CSc.

Červenka Consulting, s. r. o.

Na Hřebenkách 55, 150 00 Praha 5

tel.: 220 610 018, fax: 220 612 227


www.cervenka.cz


KO-KA, s. r. o.


tel.: 224 355 4684, fax: 233 320 329


www.ko-ka.cz

Obr. 14 Ošetřování mladého betonu

Fig. 14 Curing of young concrete

Obr. 15 Pohled na dokončený dvoukolejný tunel

Fig. 15 Finished final lining of the double-track railway tunnel

Obr. 16 Čestné uznání ČKAIT za projekt nevyztuženého ostění

Fig. 16 Czech Chamber of Chartered Engineers and Technicians (ČKAIT) Award of the project14

15

16


D E V E L O P M E N T A N D C U R R E N T S T A T E O F U S E O F C O N C R E T E I N U N D E R G R O U N D S T R U C T U R E S I N T H E C Z E C H R E P U B L I C

V Ý V O J A S O U Č A S N Ý S T A V P O U Ž I T Í B E T O N U N A P O D Z E M N Í C H S T A V B Á C H V Č R

B E T O N • 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 5 / 2 0 0 9 5 1

M A T E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y

M I R O S L A V U H L Í K

Příspěvek se zabývá přehledem podzem-ních liniových staveb v ČR, na kterých bylo použito betonu. Mapuje jejich vývoj za posledních 45 let, kdy se podzemní stavitelství v ČR výrazně rozvinulo hlavně zásluhou zkušeností ze stavby 50 km dlouhé tlakové štoly pro zásobování Prahy pitnou vodou ze Želivky (1964 až 1972). Zásadní vliv na tento vývoj měl mohutný rozkvět tohoto oboru v tech-nicky vyspělých státech světa a odborná spolupráce mezi nimi i za naší účasti.This article lists underground linear constructions in the Czech Republic in which concrete was used. It maps their development during the last 45 years, when underground building in the Czech Republic developed significantly thanks to the experience gained during the con-struction of a 50 km long pressure tunnel for supplying Prague with drinking water from the Želivka River (1964 to 1972). The flowering of the branch in technologi-cally advanced countries of the world and

specialist cooperation among them with the participation of the Czech Republic had a principal influence on this trend.

Páté letošní číslo časopisu BETON TKS nese podtitul „Tunely a podzemní kon-strukce“. Za uplynulých 45 let se obor pod-zemní stavitelství u nás výrazně rozvinul. Vše začalo na Podzemním přivaděči pitné vody ze Želivky do Prahy. Vlastní stavbě předcházela pokusná štola na Štěpánov-ském potoce, kde v roce 1964 zkoušela pověřená firma (dnes Subterra, a. s.) opti-mální technologie ražby a v té době u nás nepoužívanou technologii vyztužování výrubu pomocí stříkaného betonu. Zkouš-ky dopadly přesvědčivě, a tak na jejich základě byl dokončen projekt, plán organi-zace výstavby i výběr mechanizmů, které bylo nutno pořídit pro toto ojedinělé dílo – 50 km dlouhý tlakový přivaděč pitné vody. Začala nová éra českého podzemního sta-vitelství. Od té doby provedly české nově vznikající firmy desítky podzemních staveb u nás i v cizině, ve většině z nich hrál beton základní roli.

B E T O N N A P O D Z E M N Í C H L I N I O V Ý C H S T A V B Á C H

Podzemní liniové stavby se člení na dvě základní kategorie: štoly a tunely. Krité-riem je velikost plochy raženého výru-bu. Plocha výrubu štol se udává do 16 m2, nad tuto velikost jde o tunely. Další rozlišení podle účelu, technologie prová-dění atd. není pro tento příspěvek pod-statné.

Nejbohatší historii mají u nás želez-niční tunely, a to již od roku 1842. Do třicátých let 20. století jich u nás vzniklo cca 140 o celkové délce kolem 30 km. U těchto staveb platily tzv. nor-málie – vzorové listy pro výstavbu tune-lů na železnicích bývalého Rakouska-Uherska. Obezdívka těchto tunelů je z kamenného zdiva.

Až v poválečném období se začal

Obr. 1 Dvoukolejný železniční tunel Nové spojení Praha

Fig. 1 Two-rail railway tunnel Nové spojení, Prague

1




na železničních tunelech používat beton. Nejprve na tzv. Novosedelském tune-lu (1974 až 1980), který byl vybudo-ván v otevřené rýze a vyztužen železo-betonovými prefabrikáty z betonu B330 s ocelovou výztuží. Ty byly vyráběny v ocelových formách.

Následoval Vinohradský tunel III (1983 až 1989), který byl ražen tzv. pražskou prstencovou metodou, jež vyu-žívala k okamžitému vyztužování výru-bu železobetonového prefabrikovaného ostění ∅7,8/8,8 m. Šířka prstenců toho-to trvalého ostění byla 0,75 m, tloušťka 0,25, resp. 0,5 m.

Březenský tunel (2000 až 2007) byl navržen za použití metody obvodového vrubu, kde je výztužným prvkem stříkaný beton třídy C20/25 a tloušťky 200 mm vytvářející konické předklenby. Na tento stříkaný beton byly kladeny zvýšené náro-ky pokud jde o rychlost nárůstu pev-nosti v počátečním stadiu po nanesení do vrubu (za 24 h min. 17 MPa, po 28 dnech 28 MPa). Po mimořádné událos-ti v roce 2000 bylo toto ostění předkle-neb posíleno vrstvou stříkaného betonu s celoobvodovými příhradovými skružemi. Definitivní ostění je z betonu třídy C20/25 s příhradovou výztuží doplněnou volnými příložkami a svařovanými sítěmi. Betonáž opěří a klenby tunelu se prováděla pomo-cí bednicího vozu délky 10 m.

Klíčová stavba pražského železničního uzlu Vítkovské tunely – Nové spojení (2004 až 2008) představuje dosavadní technický vrchol mezi železničními tune-ly u nás (obr. 1). Dva dvoukolejné tune-ly jsou vedeny v podélné ose masivu vrchu Vítkov v osové vzdálenosti 32 m v délce 1 365 m (jižní tunel) a 1 316 m (severní tunel). Ostění ražených částí je dvouplášťové, primární a sekundár-ní s mezilehlou polyethylenovou fólií tloušťky 3 mm. Spodní klenba tunelu izolována není. Dočasné ostění je tvo-řeno stříkaným betonem SB20 v tloušť-kách 200 až 300 mm. Výztuž tvoří oce-lové sítě a ocelové příhradové ramenáty, doplněné hydraulicky upínanými svorní-ky délky 3 až 6 m. Trvalé ostění tloušťky 300 mm je tvořeno vyztuženým nebo nevyztuženým monolitickým betonem C25/30. Ostění hloubených částí tune-lů, kterých je u portálů celkem 280 m, je tvořeno uzavřenými železobetonový-mi prstenci tloušťky 600 mm. Oba por-tály jsou s ohledem na svou dominant-ní polohu důkladně architektonicky pro-pracovány.

Od roku 2000 se u nás realizují želez-niční tunely na koridorových tratích. Pro Českou republiku byly Mezinárod-ní železniční unií definovány čtyři tran-zitní železniční koridory o celkové délce 1 962 km. Jsou zařazeny do tzv. panev-

ropských koridorů. To vyvolalo nutnost přestavby stávajících tratí, jejichž parame-try nevyhovují potřebám vyšší rychlos-ti (až 160 km/h). Nové návrhové para-metry si vynucují řadu nových objek-tů, především mostů a tunelů. Dosud bylo vybudováno osm tunelů a řada dalších se projektuje nebo již realizuje. Každá z tunelových staveb má svá spe-cifika, nicméně některé parametry jsou jim společné. Světlý průřez dvoukolej-ných tunelů je cca 75 m2, ražba se pro-vádí podle zásad Nové rakouské tunelo-vací metody (NRTM) s primárním ostě-ním ze stříkaného betonu C16/20 tloušť-ky 150 až 350 mm s ocelovými příhra-dovými výztužnými oblouky, svařovaný-mi sítěmi a horninovými svorníky. Defi-nitivní ostění je obvykle z monolitického železobetonu C25/30 tloušťky 350 mm. Vodotěsná izolace je mezilehlá tvořená fólií tloušťky 2,5 mm.

Automobilové tunely na silnicích a dálnicích nemají u nás zdaleka tako-vou tradici jako tunely železniční. Dosud je na našem území v provozu celkem osmnáct automobilových tunelů, z čehož deset je na území měst. Jejich celková délka je 9,64 km, tj, cca 0,008 % délky silniční sítě.

Městské tunely jsou reprezentovány stav-bami Strahovský tunel a tunel Mrázovka v Praze, Pisáreckým tunelem a Královo-

2




polským tunelem (ve výstavbě) v Brně. Ve stadiu výstavby je tunelový komplex Blanka na Městském okruhu v Praze. Dálniční tunely, jako je tunel Panenská na D8, Klimkovice na D47 (obr. 2), tunel Lochkov a Komořany (oba ve výstavbě) na Pražském silničním okruhu mají stejně jako městské tunely společnou vlastnost a tou je široké uplatnění betonu při ražbě i definitivním vyztužování. Převládá NRTM a monolitická železobetonová obezdívka s mezilehlou izolací.

Významným zástupcem podzemních liniových staveb je pražské metro. Začát-ky jeho výstavby byly poznamenány pře-bíráním sovětských zkušeností, konstrukč-ních prvků i mechanizmů do našich pro-jektů (trasa C). Za všechny uveďme litino-vé montované ostění traťových i stanič-ních tunelů, u kterých se nebrala do úvahy jejich materiálová dostupnost a cena. Tepr-ve později přišel na řadu beton, který dnes ve všech projektech nových tras pražské-ho metra dominuje.

Podzemní objekty městské infra-struktury, jako jsou kolektory (obr. 3), kanalizační řady, vodovodní štoly, kabe-lové tunely, jsou u nás většinou budová-ny s betonovým ostěním pomocí tele-skopického bednění. Základní problém u tohoto typu staveb, zejména kanalizací, je ochrana betonového ostění proti koro-zi. V případě Kmenové stoky K v Praze bylo použito ztraceného bednění z odol-

né hmoty na bázi syntetické pryskyřice zvané berol. U menších projektů se pou-žilo ztraceného bednění vejčitého tvaru ze sklolaminátu (obr. 4). V případech stok s volnou hladinou se volí ochrana kynety keramickými obklady. U jiných typů staveb se často používá montované ostění ze železobetonových dílců. Vysky-tují se i stavby s definitivní obezdívkou ze stříkaného betonu.

Speciální užití betonu nacházíme u podzemního zásobníku plynu Háje, který využívá chodeb v hloubce 1 100 m ve vytěženém masivu bývalého urano-vého dolu. Tyto chodby jsou v abso-lutní většině nevyztuženy. Beton přišel ke slovu při realizaci tlakových uzávěrů, které oddělují rošt zásobníku od původ-ního důlního pole. Jde o čtyři zátky o délce 10 m zhotovené nástřikem drát-kobetonu na osazený pancíř. Zkoušky technologie zhotovení zátek a komplexní zkoušky systému beton – kontaktní zóna – hornina proběhly v podzemní laborato-ři na zkušebních zátkách. Pro jejich reali-zaci bylo využito stříkaného drátkobeto-nu (B40/3,8V12) mokrou cestou s vyso-kým obsahem drátků (až 90 kg/m3).

Z Á V Ě R

Z tohoto rámcového přehledu plyne, že beton ve své mnohotvárné podobě je nedílnou součástí většiny podzemních staveb současnosti. Oba technické obory,

podzemní a betonové stavitelství, se vzá-jemně ovlivňují a odborná spolupráce na tomto poli může přinést prospěch všem zúčastněným.

Fotografie: archív Subterra, a. s.

Ing. Miroslav Uhlík

Subterra, a. s.

Bezová 1658, 147 14 Praha 4

mob.: 602 244 508


Obr. 2 Dálniční tunel KlimkoviceFig. 2 Motorway tunnel Klimkovice

Obr. 3 Sdružený kolektor v Brně – ostění ze stříkaného betonu

Fig. 3 Combined collector in Brno – lining from sprayed concrete

Obr 4 Kanalizace Brno – příklad použití ztraceného bednění z plastické hmoty

Fig. 4 Pipeline Brno – an example of exploitation of permanent shuttering from plastic

Literatura:[1] Podzemní stavitelství

v České republice, vydavatel Satra 2007

[2] Časopis Tunel, ročníky 1992 až 2009, vydává Český tunelářský komitét ITA/AITES

3 4


B E T O N Y Ž E L E Z N I Č N Í C H V Í T K O V S K Ý C H T U N E L Ů N O V É H O S P O J E N Í V P R A Z EC O N C R E T E S R A I L W A Y S T U N N E L S I N P R A G U E N E W C O N N E C T I O N



M I C H A L G R A M B L I Č K A , M I C H A L B E Ň O V I Č , V Á C L A V B R A U N

Příspěvek stručně popisuje stavbu, kon-strukce a technologické postupy při realizaci extrémně členitých hloubených tunelů.The contribution describes briefly the construction, design and technology procedures for implementing extremely rugged excavated tunnels.

Přesně před rokem byla do zkušebního provozu spuštěna největší stavba slou-žící železniční dopravě v Praze. Stavba, tak viditelná, že není možné ji ve městě, např. při pohledu z Pražského hradu, přehlédnout, nese jméno Nové spoje-ní a navzájem propojuje pražské želez-niční stanice. Otevření Nového spoje-ní ukončilo celkovou přestavbu centrál-ního železničního uzlu, když její začát-

ky se datují do sedmdesátých let minu-lého století.

Vítkovské tunely Nového spojení řeší napojení centrálního železničního nádraží na budoucí průchod vysoko-rychlostních tratí z východu a severu České republiky a umožňují napojení tratí příměstské a meziměstské dopra-vy napříč hlavním městem a doplňu-jí tak tento segment dopravy, který prů-jezd od východu na západ, nebo i ze severu na jih přes centrum města zatím neumožňoval.

Pražská nádraží a železniční síť na území Prahy vznikaly zapojováním tratí z různých směrů, kdy každá z tratí si budovala své pražské nádraží, aniž by se kdokoliv staral o jejich vhodná propojení. Tak vzniklo roku 1830 první pražské nádraží před Bruskou, bránou na druhé koněspřežné dráze pražsko-plzeňské, o patnáct let později byl zahá-jen provoz na větvi c. k. Severní stát-ní dráhy z Olomouce do Prahy a spolu s již tehdy plánovanou tratí do Dráž-ďan byl pro její pražské nádraží vybrán prostor dnešního Masarykova nádra-ží (obr. 1). Další pražské nádraží vznik-lo v roce 1862 při stavbě České západ-ní dráhy z Prahy do Plzně na Smíchově, pod názvem Nádraží Praha. V roce 1871 vznikla Dráha císaře Františka Josefa z Českých Budějovic do Prahy s nádra-žím Františka Josefa na úpatí Vinohrad (dnešním Hlavním nádražím).

Novodobou historii pražského želez-

ničního uzlu je možno počítat od roku 1910, kdy vznikla „Pražská nádražní komise”, která měla najít cestu ke kom-plexnímu řešení pražské železniční sítě s úvahou o oddělení nákladní a osobní dopravy a jejím soustředění do ústřed-ního osobního nádraží. Realizace prvých počinů v tomto směru přerušila nebo oddálila I. světová válka. Všechny dopl-ňující stavby zlepšovaly funkci dopra-vy, nemohly ale odstranit nekoncepč-nost historické výstavby. Kromě toho se dostávala zastaralá železniční zaří-zení do kolize s funkcemi a požadavky na rozvoj města.

Protože účastnící výstavby již publi-kovali svoje příspěvky převážně v pub-likacích a časopisech zaměřených více na podzemní stavby, dovolujeme si Vás v tomto speciálním čísle časopisu sezná-mit s některými zajímavostmi, kterými se může tato stavba pochlubit.

Trasa nové železniční tratě spojuje železniční stanici Praha hlavní nádra-ží (Wilsonovo nádraží) přes nadjezd „U Bulhara“ (rekonstruovaný v letech 2003 až 2004) čtyřkolejnou estakádou dlouhou 450 m přes dva dvoukolejné Vítkovské tunely s východními a severní-mi pražskými nádražími. Směrové vede-ní tunelů určuje skalní hřbet vrchu Vít-kova – trasa tunelů je vedena v jeho podélné ose a pod objektem Národního památníku procházejí tunely v hloubce 42 m. Osová vzdálenost paralelně vede-ných tunelů je průměrně 30 m. Mini-

Obr. 1 Masarykovo nádraží, a) dobový obrázek, b) situace

Fig. 1 Masaryk’s railway station, a) period picture, b) layout

Obr. 2 Situace západního portáluFig. 2 Situation of the west portal

Obr. 3 Hloubená stavební jáma západního portálu

Fig. 3 Excavated opencut of the west portal

Obr. 4 Zasouvání formy pod „primér“Fig. 4 Letting of the form in the primary

lining

Obr. 5 Manipulace s vnitřním bedněnímFig. 5 Handling with the internal formwork

Obr. 6 Betonáž bloku trakčního výklenkuFig. 6 Casting of the block of a tractive bay

1b

1a




mální horninový pilíř silný 3 m je na jich západním portále. Trasy tunelů jsou vedeny v přímých a v obloucích a tune-ly ve směru od východu na západ klesa-jí v minimálním sklonu 0,3 %.

Jižní vítkovský tunel, realizovaný Met-rostavem, a. s., je dlouhý 1 365 m. Z toho je 1 250 m ražených, portálové úseky jsou na západě 45 m a na výcho-dě 70 m dlouhé.

Severní vítkovský tunel, vyražený Sub-terrou, a. s., je dlouhý 1 316 m, z toho ražených je 1 150 m. Portálové úseky hlou bených tunelů jsou na západě 58 m a na východě 107 m dlouhé. Maximální

Obr. 7 Definitivní tvar výklenkůFig. 7 The final shape of bays

Obr. 8 Definitivní tvar západních portálů pod Vítkovem

Fig. 8 The final shape of west portals bellow Vitkov

2

3

4

5

6

7 8




výška jejich svislých stěn byla až 27 m. K portálovým úsekům se přimykají dvě zárubní zdi délek 300 m na východě a 65 m na západě.

Základním tvarem ostění je kruho-vá horní klenba o vnitřním poloměru 5,7 m. Světlá výška tunelu je 8,45 m a min. šířka v ose 11,4 m. Minimál-ní tloušťka horní betonové klenby je 0,35 m. V opěří se směrem k bočním drenážím tloušťka ostění zesiluje.

Protože velkých podzemních prostor v pražském raženém podzemí je poměr-ně dost (namátkou rozplety tunelu Mrá-zovka, jednolodní stanice metra Koby-lisy atd.), nejsou výklenky pro napínání trakčního vedení v železničních tune-lech pod Vítkovem s plochou kolem 160 m2 ničím výjimečným. Zajímavější situ-ace však nastala v hloubených úsecích tunelů na západní straně stavby. Tyto železniční klenby musely být, vzhledem k povinnosti vrátit terén po výstavbě do původní podoby, aby se svahy Vítko-va mohly opět zazelenat, přesypány.

Ve stavební jámě byla postavena sou-stava tří kleneb o délce 12 m, s tloušť-kou stěn od 0,6 do 1,2 m. Definitivní konstrukce byla požadována vodonepro-pustná. Následný zásyp maximální výšky až 12 m ve sklonu 30° vytvořil výrazně asymetrické zatížení kleneb.

Na západním portálu bylo nutné umís-tit vedle sebe dva tunelové pasy, pro jižní i severní hloubený tunel, sloužící pro napínání konstrukce trakčního vede-ní. Vzhledem k tomu, že v jednom řezu to nebylo možné, musejí být obě komo-ry navzájem posunuty. Na obr. 4 je zřej-mé extrémní prostorové omezení při výstavbě. Nebylo možné postavit tune-lové pasy „klasicky“ – s rubovým, kont-ra bedněním. Proto se tuneláři rozhod-li realizovat tyto části s využitím zkuše-ností z podzemí s tzv. „falešným primé-rem“, pod který byla umístěna hydroizo-lační folie a ocelová výztuž a podobně

jako v podzemním masivu byla pomocí přesuvného bednění konstrukce „pode-přena“ a vybetonována.

Bednící, samohybný vůz tuhé konstruk-ce byl montován na portále a byl vyba-ven pohyblivým manipulátorem k rozdě-lení betonu do jednotlivých betonážních oken. K dopravě betonu bylo nasaze-no čerpadlo betonové směsi Putzmeis-ter 1405 napojené na systém dopravy betonu bednícího vozu. Pro případ jeho poruchy měli technici k dispozici náhrad-ní čerpadlo betonové směsi. Forma byla osazena osmdesáti vzduchovými vibrá-tory tak, aby se účinnost sousedních vib-rátorů překrývala. Pro využití posuvného bednění byla na rubu jeho konstrukce připravena forma, zvětšující základní pro-fil na požadovaný „výklenkový“.

Zásadním problémem tohoto postu-pu však byl návrh všech pevných sou-částí bednění tak, aby se na rubu klen-by vytvořil dostatečný odpor čerstvé-mu betonu, který je v podzemí zaručen horninovým masivem společně s bední-cím vozem. Vzhledem k tomu, že objem betonu tunelových pasů byl přes 300 m3 oproti 187 m3 v typickém pasu, museli všichni stavaři promyslet každý detail při-pravovaného postupu výstavby.

Po teoretické přípravě, ve které projek-tant modeloval postupné vyplňování pro-storu mezi oběma pažícími konstrukcemi a kdy hledal odpověď na otázku maximál-ní výšky čerstvého betonu zaručující sta-bilitu stěn bednění, navrhli technologové recepturu splňující podmínku zamezení vzniku pracovních spár. Byl určen postup betonáže, který vycházel z vlastností čer-stvého betonu, jeho křivek náběhu pev-nosti a z konstrukce bednění (rozmístě-ní příložných vibrátorů na plášti vnitřního bednění). Důležité charakteristické body křivky byly dosažení pevnosti (pene-tračního odporu) 0,5 MPa po 190 min a dosažení pevnosti 3,5 MPa po 290 min. Betonáže byly navrženy dle uvedených

omezujících podmínek s použitím tech-nologických přestávek.

V případě základního profilu bylo uva-žováno s ukládáním jednotlivých vrs-tev do úrovně spodních hran nejvyšších uzavíratelných oken v bednění formy rovnoměrně s použitím technologických přestávek délky 60 (45) min. pro vrstvy 1. až 9. Jednotlivé vrstvy reprezentovaly na každé straně dávku 7,5 m3 betonu. Vrchlík (10. vrstva) byl dále betonován plynulým ukládáním čerstvého betonu. Nevyplněný prostor vrchlíku byl doda-tečně injektován cementovou suspenzí.

Vnější pomocné ostění vyhovovalo zatěžovacím stavům během ukládání čerstvého betonu, kromě polohy hla-diny ve výšce cca 5 m (běžný profil i profil TV). Z tohoto důvodu bylo před betonáží ostění dále zajištěno rozepře-ním pomocí stojek systémového bed-nění. Konstrukce vnitřní formy neby-la přizpůsobena potřebám betonáže s takto omezovaným plněním čerstvým betonem, a proto nebylo možné kaž-dou uloženou vrstvu zhutňovat přílož-nými vibrátory (úroveň vibrátorů byla mimo potřebné rozmezí) a bylo nutné použít kombinovaného způsobu zhut-ňování za pomoci ponorných vibrátorů z uzavíratelných oken. Pro spínání pří-ložných vibrátorů platila obecná pravi-dla uvedená pouze v rozsahu uložené-ho betonu v čase jeho zpracovatelnosti (do stáří 3,5 h).

Základní nosný prvek rubového bed-nění/ostění tvořily svařované příhradové ramenáty, na které byly upevněny vrstvy kari sítí. Vnější vrstva byla opatřena geo-textilií umožňující nanášení mokré směsi stříkaného betonu. Tvar bednění a oce-lových ramenátů byl pravidelně geode-ticky kontrolován.

Velice důležitou součástí přípravy beto-náže bylo zpracování časového har-monogramu dopravy čerstvého beto-nu z betonárny na, naštěstí, nedale-kém „ostrově hraběte Rohana“. Automi-xy se nesměly ani opozdit ani přijet pří-liš předčasně.

Ani realizace zásypů nebyla jednodu-chá operace. Vzhledem k velmi obtížné dostupnosti k místu zásypů ve strmém svahu s nemožností realizace přístupo-vých ramp, stísněným podmínkám pra-covní plochy vymezené zásypem, tva-rem a sklonem konečné nasypané plo-chy, byly zásypy v nejužších místech realizovány pomocí zaplavování popíl-

Tab. 1 Základní objemy stavebních pracíTab. 1 Essential volumes of building works

Činnost Objemvyrubaný prostor ražených dvoukolejných tunelů [m3] 244 800

obestavěný prostor v hloubených stavebních jamách [m3] 26 750

plocha stříkaného betonu [m2] 62 380uložený monolitický beton [m3] 39 750

Investor SŽDC, s. o.Projektant SUDOP Praha, a. s.

ZhotovitelSdružení Nové spojení Praha: Skanska, a. s, Metrostav, a. s., Subterra, a. s., SSŽ, a. s.

Podzhotovitel Subterra, a. s., divize podzemních staveb

Realizace stavby 2004 až 2008




kem, který dokonale vyplnil všechny, i ty nejmenší prostory.

Z Á V Ě R

Realizace hloubených úseků Vítkovských tunelů se zpětným zásypem ve strmém svahu nad západním portálem potvrdi-la vysokou profesionalitu všech zúčastně-ných, kteří si poradili v omezeném pro-storu s mimořádně komplikovanými tvary železobetonových kleneb.

Ing. Michal Gramblička

SUDOP Praha, a. s.

Olšanská 1a, 130 80 Praha 3

tel.: 267 094 323, fax: 267 094 212

e-mail: [email protected], www.sudop.cz

Ing. Václav Braun

Subterra, a. s.

Bezová 1658, 147 14 Praha 4

tel.: 244 063 040

e-mail: [email protected], www.subterra.cz

Ing. Michal Beňovič

AGN, Gotthard Basistunnel Nord

Los 151 Erstfeld, STRABAG (CH)/STRABAG (A)

Postfach 43, CH-6474 Amsteg,

Švýcarsko

tel.: +41 418 847 229



S T E E L T U N N E L F O R M W O R K F O R R E A L I Z A T I O N O F T U N N E L SO C E L O V É B E D N I C Í F O R M Y P R O R E A L I Z A C I T U N E L Ů



P E T R M E R T A

Článek popisuje nový vývoj v oblasti bednění monolitického betonového tunelového ostění. This article describes a new trend in the formwork of monoli-thic concrete tunnel lining.

Přínosem rychlého rozvoje dopravní infrastruktury je stálé zdoko-nalování stavebních technologií. Se vzrůstajícími nároky na staveb-ní díla se zvětšují i požadavky na technická řešení. Dlouholeté zna-losti a zkušenosti nasbírané při výstavbě tunelů po celém světě vedly k postupnému vývoji bezpečnějších, ekonomicky výhodněj-ších, a tím i konkurenceschopnějších ocelových bednicích forem.

Technický návrh posledního typu bednicí formy vychází z nej-novějších norem a předpisů a maximálně se přizpůsobuje všem požadavkům dnešních realizátorů tunelových staveb.

Hydraulicky ovládaný pojízdný ocelový bednicí vůz je určen pro výstavbu ražených a hloubených tunelů s jednou pracovní spá-rou o klenbovém průřezu s vnitřními poloměry 4 až 8 m. Bednicí vůz přesně kopíruje tvar tunelu s požadovaným poloměrem zakři-vení a umožňuje přemístění systémového bednění a manipulaci s ním. Délka vozu se upravuje podle aktuálních potřeb stavby.

Konstrukce pláště bednění je sestavena ze tří segmentů (obr. 1): horní klenby, bočních a spodních křídel. Jednotlivé panely, které tyto segmenty tvoří, jsou navzájem spojovány šrou-by. Aby bylo možné křídla při odbedňování sklopit, jsou spoje mezi jednotlivými segmenty kloubové.

Zatížení způsobené tlakem čerstvého betonu je z ocelové-

ho pláště každého panelu přenášeno přes podélné profily IPN se stanovenou roztečí do ocelových žeber. Podélná vzdálenost mezi žebry je určena statickým výpočtem.

Pro umožnění kontroly procesu betonáže a pro usnadnění čerpání betonu jsou v ocelovém plášti podél celého povrchu bednění rovnoměrně rozmístěna revizní okna. Součástí jsou rovněž řady příložných vzduchových vibrátorů, které usnad-ňují hutnění betonové směsi. V plášti horního segmentu jsou navíc osazeny uzavíratelné kontrolní otvory a napouštěcí ven-tily, které v konečné fázi betonování umožňují připojení potru-bí pro tlakování betonu do této poslední části klenby.

Při odbedňování se nejprve hydraulicky sklopí křídla bednění bočních částí tunelu a po té se dají do pohybu příslušné hydrau-lické válce, které celou konstrukci bednění odsadí. Tím je forma zcela uvolněna a může se bez problémů přesunout do místa dalšího záběru.

Bednicí vůz je projektován tak, že nepřebírá zátěž vzni-kající během betonáže tunelu. Jeho funkcí je pouhý přesun bednění z jednoho úseku do druhého a zároveň slouží jako základna pro přesné umístění bednicí formy před zahájením betonáže.

Pro přemísťování vozu je ovšem zapotřebí dokonale polo-žit koleje, po kterých se forma mezi záběry posunuje. Vůz musí vždy pojíždět po normované kolejnici, která je umístěna a přísluš-ně upevněna v souladu se zatížením, které bednicí forma přená-ší. Kola s dvojitým nákolkem zaručují bezpečný přesun. Dodávka a montáž kolejí je standardně zcela v režii dodavatele stavby.

Nosnou konstrukci vozu tvoří dva ocelové portály krabicové-

Obr. 1 Příčný řez pojízdnou ocelovou bednicí formouFig. 1 Steel tunnel formwork – cross section

Obr. 2 Nosná konstrukce bednicího vozuFig. 2 Formwork carriage – supporting framework

Obr. 3 Nasazení tunelového bednění ve ŠpanělskuFig. 3 Tunnel formwork is used in Spain

Obr. 4 Bednicí forma na stavbě tunelu JablunkovFig. 4 Tunnel formwork on jobsite tunnel Jablunkov

1 2




ho průřezu (standardně s volným průjezdným profilem pro sta-veništní dopravu), které jsou podélně spojeny nosníky z vyztu-žených obdélníkových dutých profilů (obr. 2). Samotné ocelové bednění pláště je připojeno k těmto podélným nosníkům pro-střednictvím čtyř kotvicích bodů.

Většina činností spojených s obedňováním, odbedňováním a přemísťováním je prováděna pomocí hydraulického zaříze-ní. Patří k nim: • pojezd vpřed a vzad – pro uvedení celé soupravy do pohybu

jsou současně aktivovány čtyři hydraulické motory na kolových podvozcích, které se nacházejí na každé noze vozíku;

• zdvih a pokles systémového bednění a bednicího vozu pomo-cí hydraulických válců umístěných v dutých nohách podvoz-ku, umožňují nastavení přesné polohy bednění a následné odbednění formy;

• příčný posun systémového bednění na voze, ve čtyřech kot-vicích bodech na podélném nosníku je možné měnit relativní polohu bednění vzhledem k ose vozíku;

• pohyby nutné pro zabednění a odbednění bočních a spod-ních křídel bednění.Po přesném usazení bednění a po nastavení mechanických

rozpěr se tlak hydraulických válců vozíku uvolní, aby se zabráni-lo jejich zatížení během betonáže.

Při realizaci tunelového bednění je standardně dodáván tech-nický projekt se statickým výpočtem, ve kterém jsou pro lepší pochopení a snadnější práci řešeny jednotlivé části systémové-ho tunelového bednění zvlášť. Bednění klenby a bednicí vůz jsou provozně nezávislé. V každé části je uveden krátký popis funkčního principu, pro který byla daná část navržena, i dílů, které ji tvoří. Součástí statického výpočtu s uvažovanými koefici-enty dle platných norem jsou výsledky pro jednotlivé zatěžova-cí stavy, které byly brány v úvahu ve fázi navrhování, a nakonec seznam stavů včetně výsledků s nejnepříznivějšími účinky.

Bednicí forma je určena pro běžné používání na venkovních stavbách, proto je její konstrukce chráněna povrchovým nátě-rem proti korozi. Je plně vybavena dle platných bezpečnost-ních předpisů. Dodává se standardně s rozdělovačem betonu a v přední části se stavěcím ocelovým čelním bedněním, které lze přesně přizpůsobit tvaru klenby.

Petr Merta

PERI, spol. s r. o.

Průmyslová 392, 252 42 Jesenice

tel.: 222 359 368, fax: 222 359 314


www.peri.cz

4

3


A N A L Y S I S O F T H I N - W A L L E D R E I N F O R C E D C O N C R E T E V A U L T SA N A L Ý Z A P Ř E S Y P A N Ý C H T E N K O S T Ě N N Ý C H K L E N E B


S C I E N C E A N D R E S E A R C H

V L A D I M Í R H O U Š Ť , J I Ř Í S T R Á S K Ý

Přesypané klenby patří k nejstarším mostním konstrukcím. V současnosti jsou převážně stavěny jako ekologic-ké konstrukce sloužící jako biokoridory k převedení zvěře, a nebo jako klasické dopravní tunely budované z povrchu. V obou případech je možné a z ekono-mického hlediska výhodné navrhnout konstrukci jako tenkostěnnou železobe-tonovou klenbu. Dalším aspektem je přirozené estetické působení v krajině.

Cílem prezentovaného článku je popsat chování tenkostěnné přesypané konstrukce v průběhu výstavby a charak-terizovat pokročilé konstitutivní modely pro analyzování interakčních úloh.Buried vaults belong to the oldest bridge structures; at present they are mainly built as environmental structures serving as animal crossings or tunnels built cut and cover method. In both cases it is possible and economically advantage-ous to design the structures as a thin-walled reinforced concrete arch. Buried structures require minimal maintenance. Moreover, such slim structures smoothly fit into the landscape.

The aim of presented article is to describe the behavior of thin-walled structures during construction and to specify advanced constitutive models for analysis of the interactive problem.

S T A T I C K É P Ů S O B E N Í

Základním předpokladem návrhu tenko-stěnné přesypané klenby je vystihnout působení zemního zásypu a započítání interakce konstrukce s bočním zásypem při přenosu zatížení. Zatížení tíhou nad-násypu a přitížení povrchu proměnným zatížením vede k příčné deformaci klen-by, proti které působí reakce zeminy, která je uvažována přímo úměrná deformaci. Pro zvyšující se zatížení se odpor zeminy v závislosti na horizontálním modulu pod-loží zvyšuje, což příznivě ovlivňuje napja-tost v průřezu klenby, reakce podloží však musí odpovídat reálnému zemnímu tlaku.

Dále je ve výpočtech důležité zahrnout vliv postupné výstavby a přitížení hut-něním.

K dimenzi průřezu přesypané klenby je rozhodující zatížení vyvolané tíhou zemi-ny, z kterého se stanoví zemní tlaky svis-lé σy a vodorovné σx. Svislé geostatické napětí je dáno vlastní tíhou zeminy a výš-kou σy = γ .h, vodorovné (boční) zemní tlaky σx = σy

.K se určí ze σy v závislosti na velikosti posunu, pootočení a přetvo-ření konstrukce. Rozlišují se tři typy boč-ních zemních tlaků (obr. 1).

V průběhu výstavby se typy zemních tlaků mění podle stupně zasypání klen-by a jejich praktické určení pro analytický výpočet může být komplikované. Obec-ně se předpokládá působení zvýšené-ho aktivního zemního tlaku při zasypává-

ní po vrchol klenby – deformace nejsou dostatečné pro vznik smykové plochy. Při zasypávání nad vrcholem klenby je ostění vlivem přitížení vrcholu zatlačo-váno zpět do bočního zásypu, v zemině dochází ke kompresi, na konstrukci půso-bí vzhledem k deformacím nedostateč-ným pro vznik plné hodnoty pasivního tlaku snížený pasivní zemní tlak. Výsled-ný boční zemní tlak je superpozicí zvýše-ného aktivního tlaku a doplňkového tlaku pasivního [9].

Při výstavbě přesypaného objektu je velikost zemního tlaku podstatně ovliv-něna hutněním, které působí jako přitíže-ní jednotlivých vrstev a vyvolává zvětše-ní zemních tlaků. Tyto zvýšené horizon-tální zemní tlaky mohou být řádově větší než teoretické klidové hodnoty a mohou se blížit velikostem pasivního tlaku [10]. Určení velikosti bočních tlaků na poddaj-nou konstrukci při hutnění je poměrně složitá úloha, kterou lze s využitím analy-tických postupů (Broms, Seed, Duncan) řešit jen přibližně.

S uvážením výše popsaného je evi-dentní, že při analytickém řešení inter-akční úlohy tenkostěnné klenby s vli-vem postupného zasypávání a hutně-ní se jedná s ohledem na složitost pro-blému působení zemních tlaků o velmi komplikovanou úlohu vyžadující složité iterační řešení, a proto je nejvýhodnější vyžití numerického modelování metodou konečných prvků (MKP).

M A T E M A T I C K Ý M O D E L P Ř E S Y P A N É K O N S T R U K C E

Pro výpočet přesypaných tunelů je vhod-né využít předpokladu, že třírozměrnou skutečnou stavbu lze popsat dvouroz-měrným výpočtovým modelem s rovin-ným stavem deformace, protože se neu-važuje s posuny v podélném směru tune-lu. Výpočtové modely pro analýzu přesy-paných konstrukcí s materiálovými mode-ly vystihujícími chování zásypu řeší ode-zvu systému zemina – konstrukce pomo-cí MKP.

Konstrukce přesypané klenby sestává ze čtyř prvků (obr. 2).

Porovnání numerické analýzy s výsled-ky měření ukázalo opodstatnění využití kontaktních elementů mezi prvky zemi-ny a klenby, které definují interakční cho-

1

2

aktivní = °−ϕʹ⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟

v klidu = − ʹϕ

pasivní = °+ϕʹ⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟

• Původní podloží (1)• Klenba (2)• Boční zásyp (3)• Zásyp nad vrcholem klenby (4)




vání spáry mezi klenbou a zeminou jako jednostrannou tlakovou vazbu s mož-ností nastavení tření a smykové soudrž-nosti [7].

Materiálové modelyKe správnému vystižení mechanické-ho chování zemin by měl být vybrán adekvátní konstitutivní vztah, který doká-že zohlednit nelineární závislost tuhos-ti zeminy na napětí a přetvoření, defor-mační historii a hysterezní chování zemi-ny při opakovaném zatěžování a odleh-čování (např. hutnění) a také vliv dilatan-ce a pórovitosti. Konstitutivní vztah vyja-dřuje matematickou závislost mezi defor-mací materiálu a jeho stavovými veličina-mi (Cauchyho napětí, teplota, pórovitost) [3, 4, 7, 8].

V článku jsou prezentovány výsledky modelu Drucker-Prager vyhodnoceného v programu Ansys a modelu Hardening Soil z programu Plaxis. Pro oba mode-ly byla použita stejná geometrie i okrajo-vé podmínky.

Model Drucker-PragerElasto-plastický model Drucker-Prager je vhodný pro materiály s vnitřním třením k určení elasto-plastické odezvy materiá-lu. Drucker-Pragerova podmínka plastici-ty je získána aproximací Mohr-Coulom-bovy plochy plasticity. Je definována kon-stantním poměrem deviátorového napě-tí q a hydrostatického napětí p [3]. V přípa-dě ideální plasticity je podmínka plasticity závislá pouze na jedné stavové proměnné napětí – f({σ}).

f({σ}) = q – Mp – k = 0 .

Tato plocha plasticity je v prostoru hlav-ních napětí zobrazena jako hladká rotač-ní kuželová plocha. Ve srovnání s MC plo-chou tak odpadají singulární oblasti hran, což usnadňuje implementaci do nume-rických aplikací.

K základním mechanickým parametrům materiálu, modulu pružnosti E a součini-teli příčné roztažnosti ν, přibývají parame-try plochy plasticity M a k, které lze spočí-tat jako goniometrické funkce úhlu vnitř-ního tření φ a koheze zeminy c. V někte-rých softwarech je dále definován para-metr ψ – úhel dilatance, který ovlivňu-je zákon plastického tečení (sdruženou, nesdruženou plasticitu).

Model Hardening SoilHS model je pokročilý pružno-plastic-

ký model s izotropním smykovým a tla-kovým zpevněním pro simulace chování zemin, který umožní predikovat závislost tuhosti zeminy na přetvoření. HS model vychází z experimentu triaxiální odvodně-né zkoušky, závislost axiálního přetvoření na deviátorovém napětí je aproximována hyperbolou.

Základními charakteristikami modelu jsou:• Eref

50 – sečná tuhost z triaxiální dréno-vané zkoušky

• Erefoed – tečná tuhost při primárním

edometrickém zatížení• Eref

ur – charakteristiky pro přitěžování / odlehčování

• m – vyjadřuje tuhost v závislosti na napětí dle mocninné závislosti

• c, φ, ψ – charakteristiky plochy plasti-city v souladu s Mohr-Coulombovým modelemZákladní myšlenkou pro formulaci Har-

dening Soil modelu je hyperbolický vztah

mezi vertikálním přetvořením ε1 a devia-torickým napětím q při primárním triaxiál-ním zatěžování.

−ε =−

pro: q < qf ,

kde qa je asymptota smykové pevnosti a Ei je počáteční tuhost, určená ze vztahu:

Obr. 1 Vztah mezi bočním přetvořením a koeficientem zemního tlaku

Fig 1. Relation between lateral strain and lateral pressure coefficient

Obr. 2 Konstrukční systém přesypané klenby

Fig. 2 Structural system of buried vault

Obr. 3 Drucker-Pragerova podmínka plasticity (meridiánový řez)

Fig. 3 Drucker-Prager yield criterion (p – q plane)

Obr. 4 D-P podmínka plasticity v prostoru hlavních napětí

Fig. 4 D-P yield surface in principal stress space

Obr. 5 Hardening Soil model – závislost napětí a přetvoření [8]

Fig. 5 Hardening Soil model – stress strain relation [8]

Obr. 6 Plochy plasticity modelu Hardening Soil (meridiánový řez) [8]

Fig. 6 Yield surfaces of HS model in p — q~ plane

3

=ϕ

− ϕ

=ϕ

− ϕ

4

5

6




=−

.

Rf je poměr qf/qa (obr. 5) a E50 je tuhost omezeného napětí při primárním zatěžo-vání daná vztahem:

=ϕ −σ ϕ

ϕ + ϕ

⎛

⎝⎜⎜

⎞

⎠⎟⎟ .

Eref50 je referenční sečná tuhost odpoví-

dající referenčnímu napětí pref.Pro dráhy napětí při přitížení a odtížení

a další změny tuhosti závislé na napětí je definován modul Eur:

=ϕ −σ ϕ

ϕ + ϕ

⎛

⎝⎜⎜

⎞

⎠⎟⎟ .

Výhodou HS modelu je využití 2. plochy plasticity pro ukončení elastické oblasti – tzv. „Cap“ pro tlakové dráhy napětí (tla-kové zpevnění) regulované edometric-kým modulem. Podmínka plasticity se smykovým zpevněním modelu Harde-ning Soil [8]:

f = f– – γ P ,

kde f– je funkcí napětí a γ P je funkcí

plastického přetvoření. Podrobný popis modelu HS je uveden v [8].

Verifikace matematického modeluK ověření výpočtového modelu byla pro-vedena analýza realizované stavby stá-vajícího přesypaného tunelu. Podrobný popis konstrukce tenkostěnného tunelu a výsledky měření z výstavby byly publi-kovány v [2].

Přesypaný dvoukolejný tunel s průmě-rem 19,6 m celkové délky 173 m byl postaven blízko Obed ve státě Alberta v Kanadě. Tento tunel převádí směrově rozdělenou silniční komunikaci přes trať CNR. Oblouková klenba ze železobeto-nových prefabrikátů má tloušťku stěny 300 mm (ve vrcholu 500 mm). Na obr. 7 je příčný řez klenbou a znázornění řešení spojení segmentů ve vrcholu a patě klen-by pomocí předpínacích tyčí Dywidag 414 MPa. Segmenty jsou 2,44 m dlou-hé, ve vrcholu jsou v podélném směru tunelu vedeny čtyři lana dodatečného předpětí. Pro prefabrikované segmen-ty byl použit beton s minimální pevností v tlaku po 28 dnech 35 MPa a betonář-ská výztuž s mezí kluzu 400 MPa.

Geotechnické průzkumy na místě indi-

7

8

9




kovaly v zemní stratigrafii pod tratí při-bližně 9 m mocnou vrstvu velmi tuhé-ho jílového tillu (sediment ledovcového původu) s příměsí štěrku střední plastici-ty s obsahem vody 16 %, který je uložen na dobře stmeleném pískovcovém skal-

ním podloží. Till je štěrkovitý, pískovitý a prachovitý šedohnědé barvy, podíl bal-vanů byl ověřen při vrtání.

V tabulce 1 jsou prezentovány hodnoty doporučené Geotechnical Services Secti-on of Alberta Transportation and Utili-

Parametr Pískovec Jílový till Zásyp patek Hutněný jílový till Beton

Těžený štěrkDrcený štěrkStandard Proctor

100+ 95 90Objemová hmotnost [kN/m3] 21,4 21,4 22,4 22,4 24 23,2 22,4 21,6 21,6Poměr qf/qa 0,6 0,75 0,7 0,7 0 0,6 0,7 0,7 0,7Koheze [kN/m2] 25,5 0 0 0 2140 0 0 0 0Úhel vnitřního tření [°] 50 37 32 32 15 51 41 42 35Koeficient zemního tlaku 0,48 0,48 0,5 0,7 0 1,5 0,75 0,5 0,75

Tab. 1 Parametry pro zeminy, beton a štěrkTab. 1 Properties of soils, concrete and gravel

Parametr Pískovec Jílový till Hutněný jílový till

Těžený štěrk (95 %)

Tečný modul pružnosti [MPa] 413 84,7 46,5 87,8Tečný obnjemový modul [MPa] 248 46,5 18,1 46,5Úhel vnitřního tření [°] 50 37 32 41

Tab. 2 Reprezentativní hodnoty modulů a úhlu vnitřního třeníFig. 2 Representative values of moduli and angle of internal friction

Obr. 7 Příčný řez přesypaným tunelemFig. 7 Arch cross section

Obr. 8 Schéma složení zásypuFig. 8 Backfill types

Obr. 9 Výpočtový model přesypaného tunelu

Fig. 9 Mathematical model of buried structure

Obr. 10 Svislé posuny uy [m] (model Drucker-Prager), a) vrstva zásypu 7, b) definitivní stav

Fig. 10 Vertical displacement (model DP), a) layer 7, b) final stage

RSTAB RFEM

Navrhování podle novýchevropských norem

ww

w.d

lub

al.

cz

Ing. Software Dlubal s.r.o.

Fax: +420 222 519 218Tel.: +420 222 518 568

E-mail: [email protected]

Ing. Software

Dlubal

Řada přídavných modulů

Snadné intuitivní ovládání6 500 zákazníků ve světě

Zákaznické služby v Praze

Rozsáhlá knihovna profilů

Nová verze v českém jazyce

Dem

ove

rze

zda

rma

ke s

taže

ní

Anglická 28,120 00 Praha 2

Program pro výpočetrovinných i prostorovýchprutových konstrukcí

Program pro výpočetkonstrukcí metodoukonečných prvků

Stat

ika,

kte

rá V

ás b

ud

e b

avit

...

Inzerce 96,5x132 zrcadlo (Beton CZ 2009)_01.indd 1 27.3.2009 10:16:36

10a

10b




ties pro zeminy v původním výpočtovém modelu NLSSIP, v tabulce 2 jsou uve-deny reprezentativní hodnoty tečného Youngova modulu, tečného objemového modulu a úhlu vnitřního tření pro zemi-ny kolem klenby. Tyto hodnoty byly vypo-čítány pro minimální a maximální hlavní napětí při atmosférickém tlaku 10,33 t/m2

dle vztahu pro materiálový model Dun-can-Chang [2].

S R O V N Á N Í V Ý S L E D K Ů

V průběhu výstavby byly geodeticky měře-ny svislé posuny v patě klenby (obr. 9 bod P) a ve vrcholu klenby (bod V). Po délce tunelu byly ve dvou řezech na povrch

klenby osazeny tlakové měřiče „PG“, které zaznamenávaly zemní tlak na kontaktu ostění a zásypu. V řezech byly měřiče po výšce klenby osazeny ve dvou bodech (15 a 50°) a na stěnu patky (obr. 7, 9).

Ze srovnání vypočítaných posunů mode-lu je patrný stejný trend deformací v prů-běhu fází výstavby s daty naměřenými

Literatura:[1] Houšť V., Stráský J.: Tenkostěnné

přesypané konstrukce. Etapová zpráva projektu FI-IM5/128 „Nové progresivní konstrukce z vysokohodnotného betonu“, Etapa 1. Brno, VUT FAST, 2009

[2] Montgomery J., Morison R. M.: Design and construction of a buried precast prestressed concrete arch, PCI Journal, Vol. 38, No.1, 1993

[3] Herle I.: Základy matematického modelování v geomechanice, Univerzita Karlova, Praha 2003

[4] Jirásek M., Zeman J.: Přetváření a porušování materiálů. Praha, 2008

[5] Budhu M.: Soil mechanics and foundations, John Wiley & Sons, 2007

[6] Craig R. F.: Soil mechanics, Spon Press, London, 2004

[7] ANSYS Theory Reference release 10.0. Ansys, Inc., SAS IP, Inc., 2006

[8] Plaxis Material Models Manual release 9.0. A. A. Balkema, Rotterdam, Brookfield

[9] Barták J., Buček M.: Zemní tlaky na tenkostěnné ostění přesypávaných staveb, Katedra geotechniky FSv ČVUT v Praze

[10] Duncan J. M., Seed R. B.: Compaction — induced earth pressures under K0 – conditions, Journal of Geotechnical Engineering, Vol. 112, No. 1, 1986

Obr. 11 Porovnání naměřených a vypočítaných posunů v průběhu zasypáváníFig. 11 Comparison of measured and calculated displacements during backfilling

Obr. 12 a) napětí σy [kPa] – definitivní stav (model HS), b) napětí σx [kPa] – definitivní stav (model HS)

Fig. 12 a) stress σy [kPa] – final stage (model HS), b) stress σx [kPa] – final stage (model HS)

Obr. 13 Porovnání naměřených a vypočítaných zemních tlaků v průběhu zasypáváníFig. 13 Comparison of measured and calculated soil pressures during backfilling

Obr. 14 Změna tuhosti 1. vrstvy zásypu v průběhu zasypáváníFig. 14 Change of stiffness in the 1st layer of backfill during backfilling

11a

11b

12a 12b




na konstrukci při výstavbě. Hodnoty svis-lých posunů v patě klenby jsou téměř stejné. Odchylka 5 až 10 mm od výsled-né polohy vrcholu klenby ve výpočto-vém modelu je pravděpodobně způso-bena rozdílnou tuhostí reálné betonové klenby a klenby ve výpočtovém modelu. Ve výpočtovém modelu byla tuhost upra-

vena efektivním modulem pružnosti, při reálném postupu výstavby byla tenkostěn-ná klenba zřejmě porušena množstvím trhlin, a tím ještě snížena její tuhost.

Na obr. 12 jsou prezentovány geostatic-ké a horizontální napětí v zemině σx a σy vypočítané modelem Hardening Soil.

Působení zemního tlaku generované

ve výpočtovém modelu vykazuje stejný trend jako tlak na povrch klenby namě-řený v průběhu zasypávání tunelu. Větší shody s naměřenými hodnotami dosa-huje model Hardening Soil. Ideálně pruž-no-plastický model DP lze zpřesnit užitím referenčního deformačního modulu pro jednotlivé vrstvy v závislosti na hloubce.

V reálném zemním tělese je tuhost závislá na stavu napjatosti, což se proje-vuje nárůstem tuhosti zeminy s hloub-kou. V modelu Hardening Soil byl sledo-ván nárůst tuhosti v první vrstvě zásypu 5 m od klenby při postupném zasypává-ní (obr. 14).

Z Á V Ě R

Provedená podrobná analýza betono-vé přesypané klenby metodou koneč-ných prvků s využitím pružno-plastic-kých materiálových modelů Drucker-Pra-ger a Hardening Soil poměrně přesně vystihla chování reálné stavby přesypané-ho tunelu u Obed v Kanadě. Prezentova-ný postup výpočtu s využitím konstitutiv-ních vztahů pro matematické modelování může být využit pro pokročilé analyzová-ní tenkostěnných přesypaných objektů při požadavcích na úsporu stavebních nákla-dů započítáním interakce konstrukce se zeminou zásypu při přenosu zatížení.

Výsledky naměřené v průběhu výstavby přesypaného tunelu byly převzaty z [2].

Za poskytnutí cenných informací a odborné

literatury z oblasti geotechniky autoři děkují

Ing. Lumíru Mičovi, Ph.D., z Ústavu geotechniky

FAST VUT v Brně.

Příspěvek vznikl v rámci řešení grantového

projektu FI-IM5/128 „Nové progresivní

konstrukce z vysokohodnotného betonu“

Ministerstva průmyslu a obchodu.

Ing. Vladimír Houšť

tel.: 541 147 877, fax: 549 250 218


Prof. Ing. Jiří Stráský, DSc.

tel.: 541 147 845


Stráský, Hustý a Partneři, s. r. o.

Bohunická 50, 619 00 Brno

tel.: 547 101 882, fax: 547 101 881

e-mail: [email protected], www.shp.eu

oba: ÚBZK FAST VUT v Brně

Veveří 95, 662 37 Brno

www.fce.vutbr.cz

14

13c

13b

13a


N U M E R I C A L M O D E L I N G O F S E G M E N T A L L I N I N G U S I N G F E M

N U M E R I C K É M O D E L O V Á N Í Ž E L E Z O B E T O N O V É H O S E G M E N T O V É H O O S T Ě N Í



M I C H A L Š E J N O H A , J A N P R U Š K A

Článek je zaměřen na numerické mode-lovaní segmentového tunelového ostění v rovinném stavu napětí (2D) metodou konečných prvků (MKP). Hlavní pozor-nost je zaměřená na vliv různých typů spojů, které jsou pro segmentové ostění používány, na chování systému ostění – horninové prostředí. V první části jsou představeny různé přístupy k modelová-ní styčníků pomocí 2D MKP. V další části je popsána ilustrativní numerická studie realizovaná pomocí software GEO MKP, která upozorňuje i na jistá omezení v současnosti dostupných programových systémů užívaných pro modelování cho-vání segmentového tunelového ostění.The present paper is concerned with the numerical modeling of segmental lining in the two-dimensional (2D) environ-ment using the finite element method. The main objective is to address the influence of various types of joints, typical of segmental lining, on the response of lining-subsoil system. Various modeling strategies allowing for the introduction of joints into the finite element model in 2D are discussed first. Next, an illustrative numerical study using the GEO FEM soft-ware is performed to disclose limits of the currently available geotechnical software when applied to segmental lining.

Alternativou konvenčního (cyklického) ražení štol a tunelů je kontinuální ražení pomocí plnoprofilových tunelovacích stro-

jů (TBM). Výrub se otevírá plným profilem a má nejčastěji tvar kruhu. Ražení pomocí tunelovacího stroje je plně mechanizováno a dosahuje se velkých výkonů. Společným znakem tunelovacích strojů je použití žele-zobetonového segmentového ostění.

Segmentové železobetonové ostění se začalo používat v 50. letech 20. století, kdy postupně nahradilo ocelové a ocelolitino-vé tubinky. Železobetonové ostění se pou-žilo i při výstavbě pražského metra, kdy díky výrobním tolerancím ostění nebylo vodotěsné a vodotěsnosti se dosahovalo dodatečným utěsňováním styčných spár (obr. 1a). Současné železobetonové seg-menty mají výrobní přesnost ± 0,5 mm a vodotěsnost spojů je zajištěna pásovým těsněním s dostatečně dlouhou životností. Díky tomu je současné ostění štol a tunelů ze železobetonových segmentů na kvalita-tivně nesrovnatelně vyšší úrovni (obr. 1b).

Také výpočetní konstrukční analýzy seg-mentového železobetonového ostění musí v porovnání s konvenčními tunelo-vacími metodami uvažovat specifická zatí-žení a speciální výpočetní stavy. Velice obezřetně se musí posoudit dočasné zatí-žení segmentů během dopravy, vliv sesta-vování vlastního prstence ostění a postu-pu ražby tunelu pomocí tunelovacích stro-jů. V mnoha případech jsou tato dočasná zatížení mnohem důležitější než konečné zatížení vlastního ostění tlaky horninového (zemního) masivu a vody.

Vzhledem k tomu, že se i v České repub-lice očekává v blízké době použití tune-lovacích strojů (železniční tunel Praha–

Beroun na západní větvi III. tranzitního železničního koridoru, prodloužení trasy metra A z Dejvic k letišti Ruzyně), je vhod-né seznámit odbornou veřejnost se zása-dami konstrukční analýzy segmentového železobetonového ostění pomocí MKP.

Z Á S A D Y M O D E L O V Á N Í S E G M E N T Ů P O M O C Í MKP Doporučený postup návrhu železobeto-nového ostění podle ITA/AITES [3] při ražbě štol a tunelů pomocí TBM se štítem obsahuje následující kroky:• určení geometrických parametrů,• určení geotechnických dat,• výběr kritických průřezů,• určení mechanických dat pro návrh TBM,• definování materiálových vlastností,• stanovení návrhových zatížení,• sestavení návrhového modelu,• zhodnocení vypočtených výsledků.

Z výše uvedených kroků se budeme dále podrobněji zabývat stanovením zatí-žení a sestavením modelu.

Návrhová zatíženíPro konstrukční analýzu železobetonové-ho ostění uvažujeme následující skupiny návrhových zatížení:• geostatická zatížení,• zatížení vyvolaná posunem TBM,• zatížení vozidly (nejčastěji kolejová

doprava) a servisní zatížení,• zatížení vyvolané sekundární injektáží

nadvýlomů,• vlastní tíha segmentů, zatížení od ulo-

žení segmentů a jejich manipulace.

1a 1b




Účinky zatížení během dopravy a skla-dování segmentů mohou být spočteny podle vztahů uvedených na obr. 2. Napě-tí vyvolaná zvedáky či erektory vyvozu-jí v segmentu síly, jež mohou vést k jeho popraskání. Tyto síly je možné zavést do výpočtu podle obr. 3.

Ostatní případy dočasného zatížení vyplývají z působení injekčního tlaku půso-bícího na vnější povrch segmentu – např. při vysouvání segmentu z TBM se štítem. Za normálních podmínek, kdy se pou-žívá vysoce roztékavá malta, se injekč-ní tlaky mohou uvažovat po obvodě prs-tence konstantní. Do výpočtu by se měla také zahrnout zatížení vyvolaná umisťová-ním segmentu do prstence ostění a jeho ustalováním, nicméně tato zatížení běžně neovlivní výztuž segmentu.

Určení geostatických zatížení je pod-statně složitější. Během postupu tunelo-vacího stroje se primární napětí masivu snižuje na hodnoty sekundárního napě-tí. I když existují analytické metody odvo-zené na základě výpočtu podle Terzaghi-ho, dávají jen hrubý odhad tohoto napě-tí. Z tohoto důvodu se geostatické zatíže-ní musí určit pomocí MKP.

Dalším zatížením segmentu jsou síly od posunu (přemístění) vlastního tune-lovacího stroje. V případě TBM se ští-tem jsou v trupu tunelovacího stroje (opěrném prstenci) umístěny po obvodu

stroje hydraulické lisy, které zatlačují štít do zeminy. Tyto lisy se odtlačují od čela prstence segmentového ostění, které se montuje pod ochranou pláště v konco-vé části štítu.

Faktory ovlivňující napětí v ostěníV následující části článku budou popsá-ny faktory, které mohou změnit vyvolaná napětí v ostění a následně zapříčinit poru-šení železobetonového segmentového tunelového ostění s ohledem na princi-py modelování MKP. Nejvýznamnější vliv mají styčné spáry mezi segmenty – a to jak příčné, tak i podélné (obr. 4).

Vliv příčných spár mezi segmen-ty v prstenci ostění (obr. 4a) – jedním z hlavních činitelů ovlivňujících induko-vaná napětí v ostění je vliv styků mezi

jednotlivými segmenty ve smontovaném prstenci ostění. Muir Wood [4] odvo-dil efektivní moment setrvačnosti Ie pro tunelové ostění z n tubinků:

+⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟ ≤ > (1)

kde Ie je efektivní hodnota momentu setr-vačnosti, Ij hodnota momentu setrvačnos-ti ve spáře, I moment setrvačnosti ostě-ní, n počet tubingů, Ij << I pro rozšířené a kloubové ostění.

Muir Wood dokázal, že pro čtyři a více tubinků již není významný vliv na tuhost ostění. Nicméně pro ostění s více seg-menty může být tuhost ve styku mezi segmenty někdy menší, než se očeká-vá a je tedy nutná redukce ohybových momentů v ostění. V následující kapito-

Obr. 1 Příklady segmentového ostění: a) traťový tunel metra se sanovanými spárami železobetonových tubinků [1], b) segmentové ostění tunelu metra v Madridu [2]

Fig. 1 Examples of segmental lining: a) subway tunnel with redeveloped joints of steel-concrete tubings [1], b) segmental lining of subway tunnel in Madrid

Obr. 2 Zatížení při skladování segmentůFig. 2 Loading during storage

Obr. 3 Zatížení vyvolaná zdviháním segmentu

Fig. 3 Loading cause segment lifting

Obr. 4 Styčné spáry segmentového ostění: a) příčné spáry mezi segmenty, b) průběžné podélné spáry

Fig. 4 Joints of segmental lining: a) transverse joints between segments, b) continuous longitudinal joints

2

3

4a 4b




le je tento stav modelován za předpokla-du nulové tuhosti spáry s uvážením Ij = 0 ve vztahu (1).

Vliv průběžných podélných spár (obr. 4b) – další vliv je zohlednění rotační tuhosti podélných spojení segmentů. Pro vyjádření odporu k otáčení se používá nejčastěji vztah podle Jansena s využitím ohybového momentu betonových závě-rů segmentu [5]. Po dobu, kdy je spoje-ní po celé délce stlačeno, se dá uvažovat rotační tuhost cm jako konstanta zapsa-ná vztahem

(2)

kde E je Youngův modul a b šířka spojení.Pokud tento ohybový moment překročí

hraniční ohybový moment daný vztahem

(3)

kde N je normálová síla a b šířka spojení, dojde k rozevírání stykové spáry segmen-tů. Z tohoto pohledu je rotační tuhost cm závislá na normálové síle N a ohybovém momentu M

−( ) (4)

Budeme-li odezvu ostění modelovat užitím klasických nosníkových prvků, lze výše popsané chování podélných styků mezi segmenty zavést do MKP nejlépe pomocí nelinárních pružin ve formě polo-tuhých styčníků, viz [8]. Při definici pružin není třeba stanovovat moment při plas-tickém tečení, neboť již při dosažení hod-noty 80 % tohoto momentu je pružina extrémně měkká. Pokud do výpočtu MKP zavedeme podélný styk mezi segmen-ty pomocí lineární pružiny, bude získa-ný popis rozevírání styku značně „hrubý“. Další možnosti jsou uvedeny v [6].

Případ, kdy je ostění reprezentováno plošnými prvky, je popsán např. v [10]. Spoj je v takovém případě modelován dvojicí nosníkových prvků, jejichž tuhost a vzájemné natočení je upraveno v sou-ladu se vztahem (4). V případě zanedba-

telné torzní tuhosti lze uvažovat kloubo-vé (bezmomentové) spojení jednotlivých nosníků. Tento případ je podrobněji sle-dován v následující kapitole.

Vliv obvodových styčných spár – spojení prstenců je simulováno pomo-cí postranních pružin. Obvykle se spo-jení prstenců simuluje pomocí nelineár-ních postranních pružin, které představu-jí smykovou tuhost a maximální únosnost spojení. Pokud se do styčné spáry mezi prstenci vkládá překližka či lisovaná dře-vovláknitá deska, je tuhost pružin dána smykovou tuhostí výplňového materiálu

(5)

kde G je modul pružnosti ve smyku, A plo-cha překližky či dřevovláknité desky a d tloušťka překližky či dřevovláknité desky.

Pokud se mezi prstenci nepoužívá mechanické spojení, je spolupůsobení prstenců zajištěno pomocí tření a normá-lové síly v obvodové styčné spáře vyvo-lanými posuvnými hydraulickými lisy razí-cího stroje. Hodnota součinitele tření μ je těžko určitelná a je předmětem dis-kuzí. Ve strukturní analýze segmento-vého ostění se radiální pružiny simulují-cí vetknutí prstenců deformují nezávis-le. Proto se při volbě hodnoty součinite-le tření pro spojené prstence musí uvažo-vat taková hodnota, aby nastala vyváže-ná deformace prstence. Z tohoto pohle-du se zdá nejvhodnější hodnota μ = 0,5. Analýza maximální únosnosti bočních pružin tak závisí na zvoleném koeficientu tření a vnesené síle posunu tunelovacího stroje. V každém případě lze vliv obvodo-vých styčných spár spolehlivě vystihnout pouze třídimenzionálním výpočtem.

Vliv geotechnických parametrů zemin a hornin – druhý vliv je účinek parame-trů zemin a ostění na napětí vyvola-ná v segmentech ostění. Tyto paramet-ry, které budou dále popsány, jsou koe-ficient zemního tlaku v klidu Ko a modul pružnosti zeminy (Youngův modul) Es. Vliv těchto parametrů je možné popsat pomocí koeficientu momentů α.

αγ

(6)

kde M je ohybový moment, γ objemová tíha zeminy, H výška nadloží tunelu a R střední poloměr ostění.

Koeficient zemního tlaku v klidu Ko je jedním z kritických faktorů v ohodnoce-ní velikosti napětí v ostění. Obecně, čím větší je hodnota zemního tlaku v klidu Ko, tím větší napětí se indukuje v ostění. Pro hodnoty Ko = 2 dostaneme největ-ší hodnoty, pro případ Ko = 1 obdržíme nejmenší hodnoty momentů a pro Ko = 0,5 dostáváme hodnoty momentů při-bližně uprostřed. Toto chování je důsled-kem velkých rozdílů mezi svislým a vodo-rovným napětím v ostění. Pokud při výpočtu uvažujeme hodnoty tlaku v klidu kolem 2,0 (např. pro překonsolidované zeminy), měli bychom z důvodu snížení napětí v ostění uvažovat i větší počet seg-mentů v prstenci ostění.

Na obrázku 5 je patrný vliv modulu pruž-nosti Es zeminy na koeficient momentů α. Pokud hodnota Es narůstá, moment v ostění klesá. Je to proto, že pokud je zemina tuhá, je ostění naproti tomu rela-tivně více poddajné, takže se v něm indu-kují menší napětí. Vliv modulu pružnosti Es na moment ostění z osmi a více segmen-tů je převážně zanedbatelný. To může být dáno relativně velkou tuhostí ostění v pří-padě velkého počtu segmentů.

P O R O V N Á N Í V L I V U T U H O S T I P R S T E N C E O S T Ě N Í

V předchozí kapitole byl uveden struč-ný přehled zásad modelování segmento-vého ostění metodou konečných prvků. Pozornost byla věnována zejména fak-torům, které mají zásadní vliv na rozlože-ní napětí v ostění a jejich možného zave-dení do výpočtového modelu konečných prvků. Z konstrukčního hlediska se jedná především o příčné, průběžné a obvo-dové spáry mezi jednotlivými segmenty ostění, přičemž obvodové spáry lze spo-lehlivě zohlednit pouze v rámci plné třídi-menzionální analýzy.

V běžné praxi je však často nutné se spokojit pouze s řešením dvourozměrné úlohy zvoleného příčného řezu. Z výše popsaných spojů pak lze s příslušnou aproximací simulovat vliv příčných spár mezi segmenty v prstenci ostění a vliv průběžných podélných spár. Nicméně i v tomto případě jsou dostupné výpočto-vé programy značně omezené.

Obr. 5 Vliv modulu pružnosti Es na koeficient momentů

Fig. 5 Influence of modulus of elasticity Es on moment coefficient 5




V následujících odstavcích uvádíme para-metrickou studii posouzení vlivu příčných a podélných spár na příkladu železobe-tonového ostění tunelu pražského metra u stanice Nádraží Holešovice složené-ho ze segmentů tloušťky 200 mm, délky 1 400 mm a vnějším průměru 5 500 mm (obr. 6a). Při výpočtu byl uvažován elastic-ký materiálový model ostění s paramet-ry betonu B40 (E = 35 000 MPa). Výztuž (ocel 10425, E = 210 000 MPa) byla do výpočtu zavedena pomocí poměru tuhostí E0/Eb = 6 x plocha výztuže. Pro vlastní výpočet byl zvolen reprezentativ-ní řez v místě staničení 18,725 podélné-ho profilu tunelu (obr. 6b). Jednotlivé vrst-vy podloží byly reprezentovány Mohr-Cou-lombovým materiálovým modelem. Pří-slušné parametry jsou uvedeny v tab. 1.

Numerická analýza byla provedena pro-gramem GEO5 MKP – modul Tunel. Výsledný výpočetní model reprezentova-ný skladbou vrstev a geometrickým uspo-řádáním jednotlivých segmentů tunelo-vého ostění je patrný z obr. 7a, použi-tá síť konečných prvků je pak vykreslena na obr. 7b. Pro síť byl použit plošný trojú-helníkový prvek se šesti uzly.

Numerické modelování programem GEO5 MKP bylo provedeno pro následu-jící případy:

A – monolitické tuhé ostění bez reduk-

ce momentu setrvačnosti, spáry mezi segmenty nejsou uvažovány;

B – monolitické tuhé ostění s redukcí momentu setrvačnosti podle (1) s uváže-ním nulové hodnoty momentu setrvač-nosti příčných spár, tento přístup umož-ňuje zohlednit geometrické uspořádání segmentů podle obr. 4a;

C – jednotlivé segmenty ostění jsou modelovány nosníkovými prvky s klou-bovým připojením, tento model je přija-telný pro případ průběžných podélných spár (obr. 4b), se zanedbatelnou ohybo-vou tuhostí spoje mezi segmenty.

Každá z uvedených variant byla posou-zena pro dva případy technologie výstav-by. První případ předpokládá, že ostě-ní je aktivováno současně s probíhají-cí ražbou. V druhém případě se uvažu-je určitá prodleva, kdy výrub je po urči-tou dobu nevystrojen. Současná verze programu však umožňuje řešit tento pro-

blém pouze v rámci tzv. metody opěr-ných sil (β-metoda) [10], původně navr-žené pro případ ražby Novou rakouskou tunelovací metodou (NRTM). V případě metody TBM by se tedy mělo k tomuto způsobu modelování přistupovat s urči-tou obezřetností.

V prvním případě byl výpočet prove-den ve dvou fázích. První fáze vždy slou-ží ke stanovení primární napjatosti (geo-statické napětí) (obr. 8a). V druhé fázi je instalováno ostění a provedena exkava-ce. Ostění je v tomto případě zatíženo plnou hodnotou odebrané zeminy. Pří-klady rozložení svislých napětí, vodorov-ných a svislých posunů na konci druhé fáze jsou uvedeny na obr. 8a až d.

Přestože se z pohledu geometrické-ho uspořádání nabízí řešení pouze jedné tunelové trouby s uvážením symet-rie, je vhodné, s odkazem na zvolenou síť konečných prvků, řešit celou kon-

Tab. 1 Materiálové parametry jednotlivých vrstevTab. 1 Material parameters of individual layers

MateriálParametry Navážky Sedimenty Navětralé

břidlice (N)Středně zvětralé

břidlice (SN)Břidlice

nezvětraléγ [kN/m3] 18 22 24 25 26E [MPa] 30 70 30 150 400

ν [–] 0,2 0,25 0,3 0,25 0,2c [kPa] 5 5 20 80 300φ [o] 20 20 22 36 38

Obr. 6 a) Příčný řez tunelem se skladbou segmentového ostění, b) podélný řez tunelem se skladbou zemního profilu

Fig. 6 a) Tunnel cross-section with the segments layout, b) longitudinal section with soil profile

Obr. 7 Výpočetní model: a) topologie, b) síť konečných prvků

Fig. 7 Computational model: a) topology, b) finite element mesh

6a

7a

6b

7b



strukci. Určité nehomogenní uspořádání prvků v síti pak může simulovat případné imperfekce jak z pohledu materiálových dat, tak i z pohledu vlastního provedení ražby obou tunelů.

Druhý způsob výpočtu má za cíl zohled-nit určitou prodlevu mezi ražbou a koneč-ným vystrojením. Použitá metoda opěr-ných sil vyžaduje nejméně tři výpočto-vé fáze, kdy ve druhé fázi se část zatíže-ní dané plnou exkavací (β násobek cel-kového zatížení) aplikuje na nevystroje-ný výrub. Zbylá část zatížení ((1-β) náso-bek celkového zatížení) se pak apliku-je až ve třetí fázi výpočtu na již vystro-jený výrub. V našem případě jsme uva-žovali poměr těchto dvou složek zatí-žení 30/70 (β = 0,3). Výsledné průbě-hy momentů pro jednotlivé případy jsou vykresleny na obr. 9. V tabulce 2 je pro-vedeno porovnání vybraných veličin pro uvažované případy výpočtu. Hodnoty momentů MI jsou uváděny v [kNm/m], normálových sil NI v [kN/m], kontaktních


Obr. 8 Grafické zobrazení výsledků: a) primární napjatost (svislé normálové napětí), b) svislé normálové napětí po exkavaci, c) vodorovná deformace, d) svislá deformace

Fig. 8 Graphical output: a) primary stress state (vertical normal stress), b) vertical normal stress after excavation, c) horizontal displacement, d) vertical displacement

Obr. 9 Průběhy momentů: a) varianta 1A, b) varianta 1B, c) varianta 2A, d) varianta 2B, e) varianta 1C, f) varianta 2C

Fig. 9 Moment distributions: a) variant 1A b) variant 1B, c) variant 2A, d) variant 2B, e) variant 1C, a) variant 2C

8a 8b

8c 8d

9a

9e

9c

9b

9f

9d



normálových napětí σnI v [kPa], a posu-

nů v [mm]. Indexy I = V,B,L,P odpovídají vybraným bodům na obr. 6a.

Výsledky v tabulce 2 kvalitativně odpo-vídají jednotlivým modelovým případům. Je zřejmé, že zásadní vliv na snížení hod-not momentů v ostění má redukce tuhos-ti prstencového ostění podle Muir Wooda. Naproti tomu významná redukce normá-lových sil na jedné straně a nárůst svislých deformací na straně druhé jsou patrné při použití β-metody (simulace 2A, 2B).

V případě průběžných podélných spár (simulace 1C, 2C) jsme uvažovali klou-bové připojení, což odpovídá nulové ohy-bové tuhosti těchto spár. Stávající verze programu GEO MKP neumožňuje přímé zavedení torzní pružiny spojující přileh-lé nosníky. Nicméně, jak je prezentová-no v [6], by bylo možné tento nedosta-tek obejít vložením krátkých nosníkových prvků s příslušnou pohybovou tuhostí stanovenou podle vztahů (2) a (4) mezi sousedící segmenty ostění.

Na závěr poznamenejme, že stanovení průběhů vnitřních sil přenášených ostěním předpokládá elastické chování nosníkových prvků. Případné posouzení možného vývo-je porušení by vyžadovalo použití nezávis-lého programu [11], např. ATENA 2D [12]. Zatížení ostění vyvolané horninovým tla-kem by v takovém případě odpovídalo veli-kosti kontaktního napětí na hranici mezi ostěním a horninou stanoveným původ-ním výpočtem v programu GEO MKP.

Poznamenejme, že pro určení kon-taktního napětí není třeba kontakt mezi nosníkovým prvkem (ostění) a horni-nou aktivovat na začátku výpočtu. Tento krok lze provést v nezávislé fázi budování, v níž se kontakt pouze aktivuje bez další změny geometrie či zatížení. Při výpo-čtu pak dojde pouze k určení kontaktní-ho napětí na příslušném rozhraní z uzlo-vých hodnot napětí plošných prvků masi-vu. Výsledné hodnoty takto získaných kontaktních napětí jsou pro ilustraci uve-

deny v tabulce 2. V další fázi lze kontaktní prvky, pokud neplní nějakou jinou funk-ci, z výpočtu opět vypustit. V každém pří-padě, nevhodné užití kontaktních prvků ve výpočtu může velmi nepříznivě ovliv-nit výsledky simulace. V našem přípa-dě byly hodnoty vnitřních sil velmi citli-vé již na volbu počáteční tuhosti kontak-tů. Z tohoto důvodu tak nebyly kontaktní prvky v této studii uvažovány.

Z Á V Ě R

Pokud při analýze železobetonového seg-mentového ostění uvažujeme běžné zatě-žovací stavy nezohledňující vliv styčných spár mezi jednotlivými prstenci a neu-važujeme prostorové chování hornino-vého (zeminového) masivu, není nutné pro výpočet používat prostorovou metodu konečných prvků (3D MKP). Vliv styčných spár se do 2D MKP dá úspěšně zavést pomocí výše zmíněných metod. Pro hru-bou orientaci o chování segmentového ostění zcela vyhoví postup podle Muir Wooda. Určitá opatrnost je nutná při zavá-dění prostorového chování pomocí meto-dy opěrných sil. Ve speciálních případech, kdy je nutné uvažovat např. otvory (prostu-py) v segmentovém ostění, rozdílná zatí-žení působící na prstenec (např. bobtnání zeminy jen z jedné strany výrubu), velké nadvýlomy či výplňovou injektáž přes více prstenců ostění, je použití strukturní analý-zy pomocí 3D MKP nezbytné.

Příspěvek byl zpracován v rámci řešení

výzkumného záměru MSM 6840770003 „Rozvoj

algoritmů počítačových simulací a jejich aplikace

v inženýrství“.

Prof. Ing. Michal Šejnoha, Ph.D., DSc.


Katedra mechaniky

Doc. Dr. Ing. Jan Pruška

Katedra geotechniky

oba: Fakulta stavební ČVUT v Praze

www.fsv.cvut.cz


Tab. 2 Výsledky z programu GEO5 MKP – modul TunelTab. 2 Results from program GEO5 FEM – module Tunnel

Úloha MV [kNm/m]

MB [kNm/m]

ML [kNm/m]

MR [kNm/m]

NV [kN/m]

NB [kN/m]

NL [kN/m]

σnV

[kPa]σn

B [kPa]

σnL

[kPa]Dz

max [mm]

Dxmax

[mm]1A 26,2 16,1 30,1 32,8 413 258 826 195 175 287 2/-2,9 ±2,41B 6,5 3,4 15 21,7 421 258 823 187 169 294 2,2/-3,3 ±2,52A 18,4 11,3 21,1 23,1 291 182 582 141 133 225 4,8/-3,3 ±1,92B 4,6 2,4 10,5 15,3 297 182 580 135 129 230 4,9/-3,4 ±1,91C – 14,5 22,4 23,4 414 262 822 168 181 272 2,6/-2,9 ±2,42C – 10,2 15,7 16,5 292 185 579 122 138 215 5,2/-3,3 ±1,9

Literatura: [1] Pruška J.: Sanace betonu

v podzemních konstrukcích. Silnice a železnice, 3 ročník, 3/2008, str. 62–64, Konstrukce Media, s. r. o., Ostrava 2008

[2] Trabada J. et al.: The Madrid Extension Plan 2003 – 2007, Madrid

[3] Guidelines for the Design of Shield Tunnel Lining, Working Group No. 2, International Tunnelling Association, www.ita-aites.org (červenec 2009)

[4] Muir Wood A. M.: The circular tunnel in elastic ground. Geotechnique, 1, 1975

[5] Jansen P.: Tragverhalten von Tunnelausbuten mit Gelenktübbings, Report No. 83-41 University of Braunschweig, Dept. of CE, 1983

[6] Potts D. and Zdravkovic L.: Finite Element Analysis in Geotechnical Engineering, Volume II – Application, Telford Publishing, London 1999

[7] New BM., O’Reilly MP., Tunnelling induced ground movements, predicting their magnitude and effects. Proc 4th conf. on ground movements and structure, Cardiff 1991

[8] FINE, s. r. o., www.fine.cz (červenec 2009)

[9] Balthaus H., Dorgarten H.-W., Billig B.: Balthaus: Tunnelsicherung und Tunnelausbau. Betonkalender, Fertigteile und Tunnelbauwerke,Teil I, Verlag Ernst & Sohn, Berlin 2005, 257–381

[10] FINE, s. r. o., GEO5 MKP, Teoretický manuál, www.fine.cz

[11] Červenka V., Jendele L. a Červenka J.: ATENA program documentation, Červenka Consulting 2002, www.cervenka.cz,

[12] Chamrová R., Šejnoha M.: Aplikace metody konečných prvků při analýze dvouplášťového ostění tunelů NRTM, GEOTECHINKA, 4, 11–16, 2006


N O N L I N E A R A N A L Y S I S O F T H E P L A I N C O N C R E T E F I N A L L I N I N G

N E L I N E Á R N Í A N A L Ý Z A N E V Y Z T U Ž E N É H O B E T O N O V É H O D E F I N I T I V N Í H O O S T Ě N Í



M I C H A L S E D L Á Č E K , R A D O M Í R P U K L

Primárně vytyčeným cílem práce bylo zjistit, do jaké míry lze pomocí nume-rického modelování úspěšně vystihnout chování betonové konstrukce definitivní-ho tunelového ostění. The main goal of the task described in this paper is to show possibilities of the nonlinear numerical modeling in inves-tigation of behavior of plain concrete tunnel lining.

Navrhování podzemních staveb patří mezi jedny z nejnáročnějších inženýrských akti-vit. Jejich řešení vyžaduje dostatečné odborné znalosti a současně praktické zkušenosti, na jejichž základě je možné stanovit předpoklady pro bezpečný návrh.

Tyto předpoklady by se měly v maximální možné míře přibližovat skutečnému stavu řešeného problému.

Z tohoto důvodu je nutné hledat nové přístupy, které umožní s dostatečnou přesností vystihnout a předpovědět cho-vání betonové konstrukce definitivního ostění a vykazují akceptovatelnou shodu se skutečností. Jednou z možných cest je počítačová simulace založená na metodě konečných prvků s využitím nelineárního materiálového modelu chování betonu.

P O S T U P Ř E Š E N Í

Nevyztužené definitivní ostění tunelu Libouchec bylo modelováno nelineár-ní metodou konečných prvků a získa-né výsledky byly porovnány s hodnotami naměřenými na realizované konstrukci.

Nejprve byl sestaven numerický model definitivního ostění tunelu se zavede-ním materiálové nelinearity, který poslou-žil pro výpočet poměrných přetvoře-ní v modelu konstrukce. Následně byly změřeny hodnoty poměrného přetvoře-ní na skutečné konstrukci definitivního ostění tunelu. Hodnoty poměrných pře-tvoření od předpokládaných zatížení kon-strukce získané výpočtem byly porovná-ny s odpovídajícími hodnotami získanými měřením in situ.

Numerický modelPro modelování ostění byl zvolen komerč-ně dostupný software ATENA 2D. Pro řešení skutečné prostorové napjatos-ti a deformace ostění tunelu byl použit dvojrozměrný model rovinné deforma-ce, který dobře vystihuje chování průře-zů ve střední části tunelu, kde je zabráně-no poměrné deformaci ve směru podél-né osy tunelu.

Specifikem podzemních konstrukcí je jejich aktivní a pasivní spolupráce s horni-novým masivem. Ostění se vlivem půso-bení zatížení deformuje a působí na líc výrubu. Tím dochází k aktivaci pasivního odporu horniny. Tento jev výrazně ovliv-ňuje únosnost ostění, a proto je nezbyt-né pasivní odpor horniny ve statickém výpočtu uvažovat. Horninové prostře-dí je ve výpočetním modelu simulová-no za pomoci radiálních a tangenciálních pružin (obr. 2).

Radiální pružiny jsou definovány tak, aby působily pouze v tlaku; při vlast-ním výpočtu dojde k vyloučení taže-ných oblastí styku ostění s horninovým prostředím. Tangenciální pružiny simulují tření na plášti definitivního ostění a jsou definovány jako pružný materiál. Pracov-ní diagramy jednotlivých pružin jsou patr-né z obr. 3.

Pro matematický model bylo nutné určit ty vstupní hodnoty, které mají zásad-ní vliv na sledované veličiny, zhodno-tit doposud působící zatěžovací stavy a pokusit se o jejich výstižnou aplikaci v numerickém modelu.

Při numerickém řešení byly monitorová-ny hodnoty poměrných přetvoření odpo-vídající tenzometrickým měřením na sku-tečné konstrukci.

Obr. 1 Numerický modelFig. 1 Numerical model of tunnel liningObr. 2 Zavedení radiálních a tangenciálních

pružin do výpočtového modeluFig. 2 Radial and tangential springs in the

numerical model Obr. 3 Pracovní diagram radiální

a tangenciální pružinyFig. 3 Force-deformation diagram for radial

a tangential springs Obr. 4 Vibrační strunový tenzometr

TES/5,5/TFig. 4 Vibrating wire embedment strain

gauge TES/5,5/T Obr. 5 Umístění tenzometrů v definitivním

ostění tuneluFig. 5 Location of strain gauges in the final

tunnel lining Obr. 6 Porovnání naměřených hodnot

s numerickým modelemFig. 6 Comparison of measured values

with numerical modeling Obr. 7 Predikce přetvoření po 10 letechFig. 7 Prediction of strain development in

10 years

1

3

2




Měřění na konstrukciV rámci výzkumného grantu [2] byly insta-lovány do definitivního ostění tunelu Libou-chec strunové tenzometry (obr. 5). Měře-ní namáhání konstrukce probíhá nepřímou metodou pomocí elektronického rozkmi-tání struny tenzometru, kde snímač spe-ciální aparatury odečítá frekvenci kmitání. Odečtené hodnoty po přepočtení udáva-jí poměrné délkové přetvoření v konstruk-ci (microstrain [μm/m]). Konstrukce tenzo-metrů umožňuje též měření teplot.

VýsledkyNaměřené hodnoty přetvoření v definitiv-ním ostění nasvědčují tomu, že primár-ní ostění tunelu stále plní nosnou funk-ci a definitivní ostění je namáháno pouze vlastní tíhou, klimatickými a objemovými změnami. Z porovnání sledovaných veli-čin je patrné, že poměrná přetvoření jsou relativně malá, řádově 10-4 m/m.

Lze předpokládat že primární ostění bude svou funkci plnit i několik následu-jících let. V grafech na obr. 6 a 7 je zob-razena předpověď přetvoření v definitiv-ním ostění po deseti letech od betonáže za předpokladu, že v tomto období ještě nedojde k degradaci primárního ostění a konstrukce definitivního ostění bude namáhána pouze nesilovým zatížením, tzn. smrštěním, dotvarováním a klimatic-kými změnami teplot.

Z Á V Ě R

Na základě provedeného srovnání lze konstatovat, že použitý numerický model definitivního ostění dobře vystihuje sku-tečné chování realizované konstrukce, a je možné jej úspěšně aplikovat ve sta-vební praxi.

Numerický model je samozřejmě do

jisté míry zatížen nepřesnostmi, které jsou dány zjednodušením výpočetního mode-lu oproti reálné konstrukci. Z porovná-ní uvedených grafů je však vidět velmi dobrá shoda mezi průběhem sledovaných veličin vypočtených numerickým mode-lem a provedenými měřeními. Numerický model navíc umožňuje extrapolaci sledo-vaných hodnot a předpověď jejich před-pokládaného vývoje v dalším období.

V článku byly úspěšně využity výsledky

výzkumného projektu GAČR 103/08/1527

„Globální formát posuzování bezpečnosti

železobetonových konstrukcí“.


Fakulta stavební ČVUT v Praze


tel.: 731 412 556, fax: 233 335 797


http://concrete.fsv.cvut.cz/~sedlacek/

Ing. Radomír Pukl, CSc.

Červenka Consulting, s. r. o.

Na Hřebenkách 55, 150 00 Praha 5


www.cervenka.cz

Literatura:[1] Sedláček M.: Nelineární analýza

betonových konstrukcí podzemních staveb, Disertační práce, 2009

[2] Vítek J., Šourek P., Polák F.: Zpráva z měření v rámci grantu č.103/2005/2331

[3] Červenka V.: Počítačová simulace jako nový nástroj pro modelování betonových konstrukcích, Betonářské dny 2000

[4] Klepsatel F., Kusý P., Mařík L.: Výstavba tunelů ve skalních horninách, JAGA, 2003

4

5

6

7


E X P E R I M E N T A L M E A S U R E M E N T S O F F I N A L T U N N E L L I N I N G SE X P E R I M E N T Á L N Í M Ě Ř E N Í D E F I N I T I V N Í C H T U N E L O V Ý C H O S T Ě N Í



P A V E L Š O U R E K , J A N L . V Í T E K , J O S E F A L D O R F , L U K Á Š Ď U R I Š

Navrhování definitivních ostění raže-ných tunelů je poměrně složitý proces. Vzhledem k dopravnímu významu tunelů není možné připouštět jakékoliv zbytné výluky nebo jiná omezení provozu. Návrh ostění proto musí být bezpečný, rovněž ekonomický a zároveň musí splňovat nejvyšší požadavky na užitné vlastnosti po celou dobu životnosti díla. Obsahem článku je kromě popisu systému měření především prezentace výsledků z doposud provedených měření na různých tunelech postavených v ČR za posledních deset let.Design of final tunnel lining is influenced by many factors – rock/soil performance, properties of concrete, geometry of the lining, technology of construction, etc. The input data for the analysis have usually a large statistical scatter. The design used to be conservative, in order to guarantee the safety of the tunnel. This article deals with an experimental work carried out with the aim of monitoring the actual performance of the tunnel lining in selec-ted tunnels. The measured values are recorded during last ten years.

Statické působení tunelového ostění závisí na interakci s horninovým masivem a jeho zatížení je závislé na mnoha faktorech: tuhosti ostění, velikosti výrubu, geotech-nických podmínkách, postupu výstavby a v neposlední řadě na klimatických pod-mínkách. Posuzovaná konstrukce je mno-hokrát staticky neurčitá a nelze také přímo aplikovat metody navrhování podle mez-ních stavů ve formě běžné u pozemních konstrukcí nebo mostů. Zkušenosti s dlou-hodobou funkcí a skutečným namáháním jsou ve světě různé, s ohledem na dobu po jakou jsou využívány současné meto-dy výstavby, však i tam nelze zcela objek-tivně vyhodnotit reálné působení. Navíc Česká republika má jistá specifika navrho-vání a výstavby, a proto je třeba ověřit tyto skutečnosti i v našich podmínkách. V rámci výzkumu podporovaném též GAČR se pro-vádí řada měření, která dokladují reálná namáhání, resp. reálná zatížení tunelových ostění v současné době. Zároveň lze uvést některé získané zkušenosti a doporučení.

K O N S T R U K Č N Í Ř E Š E N Í R A Ž E N Ý C H T U N E L Ů V Č E S K É R E P U B L I C E

Geologické uspořádání, směrové, výško-vé a dispoziční řešení tunelových tras, ale především délka tunelů a strojní potenciál prováděcích firem v České republice jsou důvody, proč v poslední době naprosto rozhodující většina našich ražených tune-lů je navrhována na principech konvenč-ního tunelování pomocí „Nové rakouské tunelovací metody“ (NRTM).

Systém NRTM spočívá ve využití dvou typů ostění pro zajištění vyrubaného pro-storu. Dočasné – primární ostění (zpravi-dla vrstva vyztuženého stříkaného beto-nu se svařovanými sítěmi, doplněná ras-trem horninových svorníků) zajišťuje vyra-žený prostor po dobu výstavby. V této fázi obvykle dochází k ustálení deforma-cí a k přeskupení napětí v masivu. Defini-tivní – sekundární ostění představuje trva-lou nosnou konstrukci přenášející veškerá působící zatížení po celou dobu životnosti díla. Definitivní ostění je tvořeno zpravidla betonovou nebo železobetonovou mono-litickou konstrukcí, skládající se v příčném řezu z horní klenby uložené na bočních (základových) blocích a případně spod-ní klenby. Vyztužení spodní a horní klen-by tvoří obvykle vrstvy svařovaných ocelo-vých sítí u obou povrchů ostění, ke kterým se přidávají příložky z betonářské výztuže podle výsledků statických výpočtů. Dopo-sud, bohužel, jen výjimečně bylo v našich moderních tunelech využito definitivní ostění pouze z betonu prostého.

Betonáž jednotlivých konstrukčních prvků ostění probíhá většinou proudovou metodou po sekcích, ve spodní klenbě do systémového bednění, v horní klenbě do pojízdné ocelové formy s hydraulickým ovládáním. Délka pracovních sekcí se liší podle velikosti příčného profilu, směrové-ho řešení a délky použité formy od cca 5 do cca 12 m. Jednotlivé prstence definitiv-ního ostění působí staticky samostatně.

P Ř E D P O K L A D Y N Á V R H U D E F I N I T I V N Í H O O S T Ě N Í

Při návrhu definitivního ostění je dnes již zcela standardně využíváno prostřed-ků moderní výpočetní techniky. Vnitřní síly a deformace ostění se počítají pomo-cí numerických modelů metodou koneč-

ných prvků, kde je simulováno celé hor-ninové prostředí včetně postupu ražeb a etapy vložení jak primárního, tak i sekun-dárního ostění. Statické výpočty se prová-dějí především v místech nejnepříznivěji zatížených profilů se zohledněním mnoha zatěžovacích stavů a jejich kombinací, zejména těchto:• vlastní tíha• geostatické zatížení horninovým pro-

středím• hydrostatický tlak podzemní vody (v pří-

padě uzavřené izolace)• smršťování a dotvarování betonu defini-

tivního ostění• vliv teploty (ochlazení/oteplení)• technologická zatížení atd.

U klasických pozemních a mostních sta-veb lze ve většině případů poměrně jed-noznačně definovat zatížení, kterému musí nosná konstrukce odolávat. Konstrukce má rovněž poměrně přesně definovatelné geometrické a fyzikální parametry.

V případě ražených tunelů jde naopak té měř vždy o kompaktní celek tvořený na jedné straně konstrukcemi ostění tunelu a na straně druhé okolním spolupůsobícím a zároveň zatěžujícím horninovým masi-vem. Určit přiměřené parametry k celé-mu systému horninový masiv – ostění je velmi náročné. Zatížení horninovým masi-vem vykazuje značný stupeň nejistoty a též tloušťka ostění může být vlivem různých okolností jiná, než předpokládá projekt.

Při reálném návrhu ostění tunelů se proto vychází z řady zjednodušujících předpokladů. K těmto předpokladům se přidávají normativní, ale i osobní (vlast-ní) bezpečnostní rezervy. Z toho plyne, že dimenzování tunelů je značně závislé na subjektivních pohledech projektanta a jeho zkušenosti, a především na mož-nostech získat výstižné parametry pro popis působení horninového masivu. Dá se tedy očekávat, že návrhy ostění budou spíše konzervativní.

Dalším problémem celého návrhu je nejednotná metodika (absence přímé návrhové normy) v uvažování velikostí zatí-žení, zatěžovacích stavů a jejich kombina-cí, rovněž pak vliv spolupůsobení definitiv-ního tunelového ostění s primárním ostě-ním, včetně uvažování jeho přetvárných a pevnostních charakteristik v čase.




S Y S T É M A R O Z S A H E X P E R I M E N T Á L N Í H O M Ě Ř E N Í

Na základě uvedených skutečností je zají-mavé sledovat, jak jsou opravdu existují-cí tunely namáhány, resp. zatíženy a zda jejich skutečné působení odpovídá před-pokladům ve statických výpočtech. Proto byly v rámci výzkumného projektu GAČR a v rámci geotechnického monitorin-gu, umístěny do definitivních, případně dočasných ostění vybraných tunelů zaří-zení ke sledování poměrných deformací a teploty, strunové vibrační tenzometry.

Prostřednictvím tenzometrů jsou dnes sledovány v ČR např. tyto tunely:

• Valík (dálnice D5)• Panenská (dálnice D8)• Libouchec (dálnice D8)• Klimkovice (dálnice D47)• Mrázovka (Městský okruh v Praze)• Tunelový komplex Blanka (Městský

okruh v Praze)• Vítkovské (železniční tunely Nového

spojení v Praze)• Kabelový tunel Vltava (Praha).

Pomocí tenzometrického a odporového měření jsou získávány hodnoty poměr-ných deformací a teploty v daném místě betonového ostění v průběhu času.

Konstrukce tenzometrů je velice robust-

ní a spolehlivá a umožňuje jejich funkci po dobu mnoha let. Naše nejstarší zkuše-nosti s uvedenými tenzometry trvají již dva-cet let. Předpokládá se, že změny v zatěžo-vání definitivního ostění horninovým masi-vem jsou pomalé, a proto postačí odečítá-ní hodnot pouze několikrát do roka.

Tenzometry jsou umístěny ve vybra-ných příčných řezech, které jsou význam-ně namáhány. Jde o místa s vysokým nadložím, v nepříznivých geologických poměrech, případně s vysokou hladinou podzemní vody apod. Rozmístění ten-zometrů v příčném řezu je určeno tak, aby bylo sledováno působení v oblas-

Obr. 1 Schéma rozmístění tenzometrů v definitivním ostění tunelu Mrázovka

Fig. 1 Positions of strain gauges in final lining of the tunnel Mrazovka

Obr. 2 Schéma rozmístění tenzometrů v definitivním ostění tunelu Valík

Fig. 2 Positions of strain gauges in final lining of the tunnel Valik

Obr. 3 Schéma rozmístění tenzometrů v definitivním ostění tunelu Libouchec

Fig. 3 Positions of strain gauges in final lining of the tunnel Libouchec

Obr. 4 Tenzometry umístěné na výztuži ostěníFig. 4 Vibrating wire strain gauges attached to the

reinforcement

1 2

3

4




tech s extrémními kladnými i zápornými ohybovými momenty. Vychází se rovněž z předpokladu jisté symetrie a očekává se, že symetricky umístěné tenzometry by měly poskytovat též přibližně symet-rické hodnoty deformací, a tím dosáh-nout i jisté kontroly vlastního měření.

Obrázky 1 až 3 ukazují schémata umís-tění tenzometrů v definitivních ostě-ních tunelů Mrázovka, Valík a Libouchec. Při vyhodnocování jsou rovněž využívá-ny výsledky dalších prováděných měře-ní na definitivním ostění, např. geodetická sledování deformací ostění, měření teploty povrchu betonu v místě tenzometrů a sle-dování hydrostatického tlaku od podzemní vody v bezprostředním okolí tunelu.

Strunové tenzometry jsou připevněny na výztuž (obr. 4) a propojovací kabely jsou pomocí chrániček vyvedeny do skří-něk umístěných do nik v ostění přístup-ných též během provozu v tunelu. V měři-cí skříňce se připojuje odečítací zaříze-

ní a zaznamenávají naměřené hodno-ty deformací a teplot. Výhodou použi-tých tenzometrů je možnost odečítání sle-dovaných veličin bez předchozí kalibra-ce. Impuls vyslaný ze čtecího zařízení roz-kmitá strunu a zároveň se odečte její frek-vence, která je závislá na délce tenzome-tru, resp. na deformaci v místě tenzome-tru. Odměrná délka je u těchto přístrojů 140 mm, což je natolik velká hodnota, že eliminuje nehomogenní charakter beto-nu, a tím umožňuje velmi výstižné zazna-menání reálných poměrných deformací. Nulové čtení se provede těsně po betoná-ži, další odečítání se v současné době opa-kují ve čtvrt až půlročních intervalech.

V případě tunelu Klimkovice jsou teplot-ní čidla kromě definitivního ostění navíc umístěna i v horninovém masivu, cca 1 m za výlomem a odečítání je zde pro-váděno několikrát denně z důvodů posti-žení vlivu denních změn teplot v ostě-ní (obr. 5).

Výsledky sledování namáhání ostění tunelůNaměřené hodnoty poměrných defor-mací mohou být porovnávány s výsled-ky podobných měření na jiných tune-lech nebo s výsledky měření na betono-vých vzorcích. Je třeba si uvědomit, že naměřená hodnota je součtem několika vlivů. Zahrnuje obvykle pružnou deforma-ci betonu od zatížení, deformaci od smrš-ťování a dotvarování betonu a deforma-ci od změny teplot. Dále je třeba sledo-vat i materiálové parametry betonu, aby bylo možné přepočtem odvodit napětí, která v betonu (resp. ve výztuži) mohou vznikat. Existuje též možnost přepočítá-vat poměrné deformace podle předpokla-du, že beton a výztuž se deformují shod-ně (vzhledem k soudržnosti) a přes modul pružnosti oceli stanovit napětí ve výztuži. Je však nutné připomenout, že výztuž je namáhána nejen vlivem vnějšího zatížení ostění, ale též vlivem vnitřních pnutí, které vznikají např. od smršťování betonu. Čím je stupeň vyztužení menší, tím větší budou napětí v oceli od smršťování betonu.

Definitivní ostění tunelů Valík, Panen-ská a Libouchec bylo realizováno převáž-ně v roce 2005. Této skutečnosti odpoví-dají i doposud naměřené hodnoty, které dosahují využití únosnosti průřezu pouze v řádu několika procent. Napětí v oceli se pohybuje v několika málo desítkách MPa a napětí v betonu se blíží 3 MPa. Celý prů-řez ostění klenby je namáhán tlakem, nej-větších namáhání je dosaženo v bocích klenby u vnitřního líce ostění. Využití prů-řezu při porovnání se statickým návrhem je různé a souvisí především s požadavky na omezení šířky trhlin daných v projek-tu. Průběh namáhání v čase je již ustále-ný s velmi nepatrnými přírůstky, na časo-vém průběhu se navíc projevují vlivy tep-loty v průběhu ročních období. Průbě-hy na vybraných profilech tunelu Valík a Libouchec jsou uvedeny na obr. 6 a 7.

Definitivní ostění, v tomto případě bez uzavřené izolace (bez namáhání hydro-statickým tlakem), je zatíženo doposud pouze vlastní tíhou, smrštěním a zatíže-ním od změny teploty. Naměřené hodno-ty ovšem znázorňují pouze zatížení vlivem objemových změn od tvrdnutí betonu a změny teploty, vlastní váha není s ohle-dem na nulové čtení až po odbednění zohledněna. Geostatické zatížení začne působit v horizontu několika let až desí-tek let s postupnou ztrátou nosné schop-nosti (degradací) ostění primárního. Tato

Obr. 5 Průběh teplot v čase v horninovém masivu a v ostění u tunelu Klimkovice

Fig. 5 Temperature variation during time in rock massive and in the final lining of the tunnel Klimkovice

Obr. 6 Časový průběh skutečných poměrných deformací v ostění tunelu Valík (stlačení +)

Fig. 6 Strain variation measured in the lining of the Valik tunnel (shortening +)

Obr. 7 Časový průběh skutečných poměrných deformací v ostění tunelu Libouchec (stlačení +)

Fig. 7 Strain variation measured in the lining of the Libouchec tunnel (shortening +)

Obr. 8 Časový průběh skutečných poměrných deformací v ostění tunelu Mrázovka (stlačení +)

Fig. 8 Strain variation measured in the lining of the Mrazovka tunnel (shortening +)

5




skutečnost závisí na parametrech primár-ního ostění (návrh, skutečné provede-ní) a na agresivitě prostředí, ve kterém se tunel nachází.

U tunelu Mrázovka bylo definitivní ostě-ní dokončeno již v průběhu roku 2003. Navíc je tunel vybaven celoplošnou uzav-řenou izolací sevřenou mezi primárním a sekundárním ostěním. Naměřené hod-noty i v tomto případě dosud nevykazu-jí využití ostění na úrovni charakteristických (provozních) hodnot zatížení. Maximální

napětí v betonářské výztuži bylo z měře-ní odvozeno hodnotou cca 30 až 60 MPa, zatímco tlak v betonu doposud nepřesahu-je 6 MPa. Časový průběh namáhání potvr-dil nárůst zatížení od hydrostatického tlaku po uzavření čerpacích šachet prostupují-cích izolaci, včetně ustálení růstu namáhání po ustálení hladiny podzemní vody v masi-vu (obr. 8). Celý profil ostění je převážně tla-čen, kromě táhla mostovky, průběh defor-mací v čase je mírně rostoucí se zohledně-ním teplotních vlivů ročních období.

V tunelu Klimkovice dosahují napětí v betonu velikosti max. 4 až 5 MPa (pře-počtem) z normových hodnot modu-lu pružnosti a odpovídají vesměs zatížení vlastní tíhou ostění, vlivu smršťování a tep-lot v ostění a rovněž zatížení hydrostatic-kým tlakem.

Vítkovské tunely nového spojení jsou měřeny od roku 2007. Spolu s tunelem Libouchec zde bylo využito definitivní ostění z prostého betonu. Výsledky dopo-sud provedených měření jsou obdobné

6

7

8




jako v případě tunelů Libouchec a Panen-ská, neboť zde je rovněž využito deštníko-vého typu izolace. Výjimkou jsou hodno-ty tahových namáhání na vnitřním boku klenby jižního tubusu patrně zapříčiněné objemovými změnami betonu.

Kabelový tunel Vltava představuje opro-ti všem ostatním výše popsaným tune-lům výrazně menší profil avšak realizo-vaný obdobnými technickými prostřed-ky. Ostění je uzavřené, je zde využito pouze vodonepropusného železobetonu. Výsledná namáhání odpovídají předpo-kládaným hodnotám uvažovaného zatí-žení hydrostatického tlaku pod Vltavou.

Tunelový komplex Blanka je v sou-časné době ve výstavbě. Měřicí profi-ly se buď osadily teprve nedávno, nebo se budou osazovat v budoucnu. Výsled-ky z doposud provedených měření tak zatím nemá smysl prezentovat. Zde jde

opět o uzavřený systém ostění s uvažo-váním zatížení od hydrostatického tlaku.

Výsledky sledování teplotního zatíženíTenzometry v ostění tunelů umožňují záro-veň i měření teploty díky integrovanému teplotnímu čidlu. Spolu s poměrnými defor-macemi jsou tak odečítány i hodnoty oka-mžitých teplot v místě tenzometru, dopl-ňované měřením povrchové teploty lase-rovým teploměrem. Takto získané hodno-ty, na tunelu Klimkovice odečítané dokon-ce v pravidelných krátkodobých intervalech (obr. 5), umožnily autorskému týmu pro-vést srovnání s předpoklady obecně užíva-nými pro návrh velikosti teplotního zatíže ní definitivního ostění tunelů. V České re pub-lice jsou nejvíce využívány hodnoty teplot-ních diferencí vnějšího a vnitřního líce ostě-ní podle německé drážní směrnice DS 853, resp. podle TKP ČD, kap. 20 – Tunely.

Na obr. 11 jsou uvedeny letní a zimní rozdíly teplot zatěžující ostění pro úseky tunelu 200 m a více od portálu (označ. norma), což zhruba odpovídá většině sle-dovaných měřicích profilů. Z průběhů statisticky vyhodnocených měření teplot po tloušťce ostění od povrchové teploty po teplotu vnějšího líce vyplývá skuteč-nost, že průběh teplot zdaleka nemá line-ární charakter. Naopak střídavé oteplování a ochlazování betonu se projevuje zejmé-na v povrchové vrstvě ostění, zatímco části vzdálenější od povrchu již podléhají menším rozdílům teplot.

Naměřené hodnoty se v převážné míře blíží krajním hodnotám s označením II na obr. 11. Řešitelský tým proto navrhu-je uvažovat bilineární průběhy teplot po tloušťce ostění (obr. 11, označ. I). Ty jsou bližší skutečnému průběhu teplot a při-tom jejich dopad na namáhání ostění (vzhledem k normálové ose) je menší. To znamená, že pravděpodobné reálné namáhání ostění od ohřátí resp. ochlazení je zřejmě menší, než předpokládá součas-ně používaný návrhový předpis. Používání návrhového předpisu lze považovat za pří-liš konzervativní a též neekonomické.

Příklady namáhání od teploty při růz-ných předpokládaných průbězích tep-lot jsou uvedeny na konstrukcích tune-lů Valík (obr. 9) a Klimkovice (obr. 10). Výsledky řešení ukazují, že namáhání průřezů ostění při bilineárním rozdělení teploty je výrazně menší (až o cca 30 až 40 %), než při tzv. normovém rozdělení (obr. 11, označ. norma).

Naproti tomu podle dosavadních výsled-ků měření teplot, a to i s ohledem na kon-cepci měření, nelze usuzovat na mož-nost úpravy absolutních hodnot teplot-

Obr. 9 Srovnání velikostí ohybových momentů v ostění vlivem teplotních změn v tunelu Valík

Fig. 9 Comparison of bending moments induced by temperature changes – Valik tunnel

Obr. 10 Srovnání velikostí ohybových momentů v ostění vlivem teplotních změn v tunelu Klimkovice

Fig. 10 Comparison of bending moments induced by temperature changes – Klimkovice tunnel

Obr.11 Průběh teplot podél tloušťky definitivního ostění

Fig.11 Temperature variation along the thickness of the final lining

9

10




ního zatížení daného výše jmenovaný-mi předpisy. Tomu by muselo odpovídat výrazně systematičtější a dlouhodobější měření na vybraném vzorku tunelů v růz-ných lokalitách, s různou dispozicí, orien-tací a využitím a se zásadně jinou četností odečítání hodnot teploty v ostění.

Z Á V Ě R

U Nové rakouské tunelovací metody, která byla použita na všech tunelech vybavených tenzometry, přenáší v době výstavby veške-rá zatížení primární ostění spolu s okolním horninovým masivem. Následně se vybe-tonuje ostění sekundární, které je od pri-márního zpravidla odděleno hydroizola-cí. Ve statickém výpočtu se obvykle před-pokládá, že primární ostění se časem roz-padne a zatížení bude přenášet sekundár-ní ostění. Zda k tomu dojde, v jaké míře a za jak dlouho, není v našich podmínkách doposud přesvědčivě prokázáno a prová-děná měření by měla pomoci objasnit, jak se tento přesun zatížení projeví na sledova-ných tunelech. Protože jde o tunely nové, jsou současná zatížení sekundárních ostě-ní poměrně malá a k jejich významnějšímu využití pravděpodobně teprve dojde. Tomu odpovídají i dosud naměřené hodnoty poměrných deformací, které se pohybu-jí ve velmi malých hodnotách. Časový prů-běh již v současnosti poukazuje na setrvale mírně rostoucí nárůst deformací v čase.

Při porovnání s výsledky měření samot-ného smršťování na laboratorních vzor-cích lze konstatovat, že u tunelových ostě-ní je dosahováno menších hodnot poměr-ných deformací. Z toho se dá usuzovat, že smršťování betonu sekundárních ostě-ní jsou poměrně malá. Tuto skutečnost lze zdůvodnit tím, že prostředí v tune-

lech je poměrně vlhké, a proto smršťová-ní od vysýchání menší. Průřez tunelového ostění je také značně větší než standard-ní laboratorní válec a vysýchání probíhá pouze z vnějšího líce ostění, a proto smrš-ťování probíhá v tunelovém ostění podstat-ně pomaleji.

Význam prováděných měření tedy spo-čívá zejména v dlouhodobém sledová-ní působení tunelů. S dostatečným časo-vým odstupem (k čemuž byly vytvoře-ny předpoklady) bude možné vyhodnotit, jak se sekundární ostění postupně zatěžu-je vlivem rozpadu primárního ostění či vli-vem dlouhodobých deformací v hornino-vém masivu.

Pokud je ostění vystaveno hydrostatic-kému tlaku, je to z měření již pozorova-telné, jak je vidět na příkladu tunelu Mrá-zovka. Lze tedy oprávněně předpokládat, že výsledky měření přinesou informace o reálném působení sekundárních ostění tunelů a podle nich se bude moci usoudit, zda současné postupy jejich návrhu jsou výstižné, či zda je třeba přijmout jisté úpra-vy návrhových postupů.

Naopak měření teplot v sekundárním ostění prokazuje, že předpoklady drážní směrnice jsou příliš konzervativní a vedou na neúměrně vysoké namáhání ostění od účinků teplot. Řešitelský tým navrhu-je využít bilineární průběhy teplot získa-né na základě měření na tunelech v ČR. Použití navrhovaných průběhů může vést k realističtějším návrhům a ekonomičtější výstavbě nových tunelů.

Oproti běžnému geodetickému sledování radiálních deformací dávají měření na ten-zometrech okamžitou odpověď na skuteč-né namáhání – využití ostění tunelu, bez ohledu na statický výpočet. Radiální defor-

mace je naopak možné pouze porovnávat s výsledky statického výpočtu, což samo o sobě nemusí být správná interpretace a může vést k nesprávným závěrům.

Dosažené výsledky ukazují na nutnost sledovat vývoj deformací (namáhání) v no vých konstrukcích – tunelech a pomá-hají odhalovat jejich případné rezervy. Tím se mnohokrát navrátí investice do měření vložená. Zároveň měření poskytují možnost ověření bezpečnosti navržené konstrukce, případně ověření kvality jejího provedení.

Výsledky uvedené v příspěvku byly získány

částečně za podpory GAČR v rámci

grantového projektu č. 103/2008/1691.

Ing. Pavel Šourek



tel.: 296 337 149, fax: 296 337 100


www.satra.cz

Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc.

Metrostav, a. s.

Koželužská 2246, 180 00 Praha 8

tel.: 266 709 317, fax: 266 709 193


www.metrostav.cz

Prof. Ing. Josef Aldorf, DrSc.


Ing. Lukáš Ďuriš


oba: Fakulta stavební VŠB-TU Ostrava

L. Podéště 1875, 708 00 Ostrava-Poruba

tel. a fax: 597 321 944

www.vsb.fast.cz

11


D E S I G N W I T H S T R U T - A N D - T I E M O D E L SN A V R H O V Á N Í S P O U Ž I T Í M M O D E L Ů N Á H R A D N Í P Ř Í H R A D O V I N Y



J I Ř Í Š M E J K A L , J A R O S L A V P R O C H Á Z K A

S pomocí modelů náhradní příhradoviny navrhujeme poru-chové oblasti v mezních stavech únosnosti i použitelnosti. V článku je popsána tvorba modelů náhradní příhradoviny pro lokální analýzu poruchové oblasti železobetonových konstrukcí. V následujících pokračováních budou uvedeny modely pro konstrukční prvky jako jsou konzoly, ozuby na nosnících, otvory v nosnících, stěnové nosníky a rámové rohy. Strut-and-tie model is a tool for design discontinuity regions in ultimate limit states and in serviceability limit states. The design of the strut-and-tie models for analysis and detailing of struc-tural concrete members is described in the article. Strut-and-tie models for the structures elements as corbels, Gerber beams, opening in beams, deep beams, knees and frame corners will be introduced in the next articles.

I D E A L I Z A C E K O N S T R U K C E

V současné době se pro celkovou analýzu nosného systému používají dvourozměrné popřípadě třírozměrné modely kon-strukce. Pro celkovou analýzu nosného systému je nejdůležitěj-ší vhodná idealizace geometrie konstrukce. Tyčové prvky jsou modelovány jejich podélnou osou, desky jejich střednicovou rovinou a skořepiny střednicovou plochou.

Velmi důležitá je volba vhodného spojení mezi prvky v uzlo-vých bodech a výběr podmínek podepření. Spojení prvků a podepření prvků se pohybují mezi dvěma limitními stavy, které lze zjednodušeně označit jako prosté podepření a vetknu-tí. U monolitických železobetonových konstrukcí obvykle mezi jednotlivými konstrukčními prvky uvažujeme vetknutí, zatímco u prefabrikovaných konstrukcí se většinou snažíme s přihléd-nutím k jednoduchosti realizace o kloubové připojení (pevný nebo posuvný kloub). Pokud uvažujeme vetknutí konce prvku, je nutné, aby uložení neumožňovalo žádné pootočení. Pokud v reálné konstrukci nelze nulové pootočení zajistit, přesune se příslušná část ohybového momentu z vetknutí do pole. Při nere-spektování chování reálné konstrukce by mohlo být vyztužení prvku v poli nedostatečné. Pro modelování vzájemného spojení konstrukce s podpěrami je nutné vyšetřit, zda je vhodné vazbu modelovat, nebo ji naopak zanedbat, a její vliv pokrýt vloženou přídavnou výztuží.

Při celkové analýze konstrukce se stanoví rozdělení vnitřních sil, napětí, deformací a reakcí konstrukce. Celková analýza je obvykle nutná pro stanovení celkové tuhosti a prostorové stabi-lity konstrukce. Pro jednotlivé konstrukční detaily a dílčí oblasti je nutná navazující lokální analýza.

Celková analýza i analýza jednotlivých oblastí jsou obvykle založeny na idealizaci geometrie konstrukce a idealizaci chová-ní konstrukce.

A N A L Ý Z A J E D N O T L I V Ý C H O B L A S T Í ( L O K Á L N Í A N A L Ý Z A )Ve výpočtech většinou používáme dvourozměrné modely, pokud však požadujeme popsat prostorové chování konstrukce jako celku, používáme třírozměrné modely. V globálních mode-lech existují i místa, kde neplatí předpoklad zachování rovinnosti

přetvoření průřezu. Proto nosné železobetonové konstrukce roz-dělujeme na oblasti B a D (obr. 1).

Oblasti B (někdy nazývané Bernoulliovy oblasti) představují části konstrukce, kde platí předpoklad zachování rovinnosti prů-řezu podle Bernoulliovy hypotézy. V těchto částech konstrukce lze poměrně jednoduchým výpočtem získat věrohodné výsled-ky o chování konstrukce.

Oblasti D jsou oblasti s diskontinuitami (tzv. poruchové oblas-ti). Jedná se o oblasti, kde není lineárně rozděleno poměr-né přetvoření průřezů. Jedná se např. o oblasti (obr. 2), ve kte-rých působí lokální zatížení nebo se náhle mění rozměr průře-zu. Podle hypotézy St. Venanta lokální porucha mizí ve vzdále-nosti rovné výšce přilehlého průřezu. Pro návrh průřezů v oblas-tech D lze použít modely náhradní příhradoviny [1].

Modely náhradní příhradoviny se používají při návrhu výztu-že v mezních stavech únosnosti v poruchových oblastech. Lze je použít i pro prvky, u nichž je předpokládáno lineární rozdě-lení přetvoření po průřezu, např. rovinné poměrné přetvoření. Při posuzování mezních stavů použitelnosti lze použít mode-ly náhradní příhradoviny, pokud je zaručena přibližná kompati-bilita prutových modelů (zvláště poloha a směr důležitých tla-kových diagonál).

Modely náhradní příhradoviny se skládají z tlačených prvků, taže-ných prvků a spojovacích uzlů – styčníků. Síly v prvcích prutového systému – náhradní příhradoviny se stanovují z podmínky zacho-vání rovnováhy s působícím zatížením. Poloha a směr táhel mode-lu náhradní příhradoviny má souhlasit s odpovídající výztuží.

Styčníky jsou oblasti, ve kterých jsou transformovány síly mezi tlačenými prvky, z tlačených prvků do tažených prvků nebo také do reakcí. Styčníky jsou klasifikovány dle působících sil. Ve styč-níku s označením CCC působí nejméně tři tlakové betonové pásy – vzpěry (obr. 3). Ve styčníku s označením CCT (obr. 4) působí dva tlakové betonové pásy a jeden tažený pás předsta-vovaný výztuží. Ve styčníku CTT (obr. 5) působí jeden tlakový betonový pás a dva tažené pásy.

T L A Č E N É P R U T Y – B E T O N O V É V Z P Ě R Y (S T R U T S )Tlačené pruty jsou základním stavebním prvkem modelů náhradní příhradoviny pro analýzu poruchových oblastí. Tlačené pruty mohou mít různý tvar (obr. 6). Rozlišujeme tři základní typy betonových vzpěr podle změny šířky po jejich délce [3].

Tlačené betonové pruty náhradní příhradoviny se v [1] rozlišu-jí podle působícího příčného napětí. Jednak se uvažují tlačené pruty s působícím příčným tlakovým napětím, nebo bez půso-bícího příčného napětí, a jednak pruty s příčným tahovým napě-tím. Návrhové napětí na mezi únosnosti pro tlačené betonové pruty v oblasti s příčným tlakovým napětím, nebo bez příčného tlakového napětí se stanoví ze vztahu 1 (obr. 7a).

σ = (1)

V oblastech s víceosým tlakem lze předpokládat vyšší návrho-vou pevnost. Návrhové napětí na mezi únosnosti pro betonové tlačené pruty v oblastech s trhlinami je nutné redukovat. Pokud se nepoužije přesnější výpočet, lze návrhovou pevnost uvažo-vat dle vztahu 2 (obr. 7b)



σ = ʹν (2)

kde ν′ lze vyjádřit ʹ = −ν (2a). Hodnota fck je v MPa.

Požadovaná výztuž, která má odolávat příčným tahovým silám v betonových vzpěrách, může být rozptýlena po délce tlačené-ho prvku (obr. 8a, b). Pokud výztuž v oblasti styčníku přesahu-je přes uvažovanou délku prvku, musí být umístěna na délce, kde jsou tlakové trajektorie zakřiveny (táhla a vzpěry). V oblas-tech s úplnou nespojitostí předpokládáme, že tahová síla půso-bí ve čtvrtinách délky oblasti (obr. 8a, b).

Tahovou sílu stanovit podle vztahů 3 a 4.

a) pro částečně nespojité oblasti, kde ≤ a =

podle obr. 8a

=− (3)

b) pro úplně nespojité oblasti, kde >

a = + podle obr. 8b

= −⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟ . (4)

Diagonální vzpěry jsou obecně rovnoběžné s očekávaným průběhem trhlin v betonu daného prvku.

T Á H L A (T I E S ) Táhlo v modelu náhradní příhradoviny představuje výztuž. Návr-


Obr. 1 Rozdělení konstrukce na oblasti D a B

Fig. 1 Structure splitting on the D and B regions

Obr. 2 Příklady D-oblastíFig. 2 Examples of the D regions

Obr. 3 Příklady styčníku CCCFig. 3 Examples of the CCC joint

Obr. 4 Příklady styčníku CCTFig. 4 Examples of the CCT joint

Obr. 5 Příklady styčníku CTTFig. 5 Examples of the CTT joint

Obr. 6 Základní geometrické tvary betonových vzpěr, a) baňkovitá vzpěra, b) vzpěra s rovnoběžnými vlákny, c) vějířovitá vzpěra

Fig. 6 Basic form of the concrete struts, a) bottle-shaped strut, b) parallel strut, c) fan strut

Obr. 7 Betonové vzpěry z hlediska příčného napětí, a) vzpěra s příčným tlakem nebo bez tlaku, b) vzpěra s příčným tahem

Fig. 7 Concrete struts in term of transverse strain, a) transverse compressive stress or no transverse stress, b) strut with transverse tension

Obr. 8 Příčné tahové síly v tlakovém poli, a) částečná nespojitost (s oblastí spojitosti B), b) úplná nespojitost

Fig. 8 Transverse tensile forces in compression field, a) partial discontinuity (with B-region), b) full discontinuity

BB

D

BD

Dh

hhh1

2

3

B B

B

DDD

D

D

B DB

D D

h h4 4 h4h4

h3

h

h3

3

5

h5

hh

4

5

h1

h

h

1

1

h1

h h h2 2 2

příčné tlakové napětí příčné tahové napětí

Rd,max Rd,max

oblast nespojitosti

oblastspojitosti

D

B

D

T

F

FF

F

h=b

H

ba a

b

H

bb

ef ef

T

T

Tz=

h/2

h=H/

2

CCTCCT CTT

CTT

CCC

CCC

h

h

h

h

h h

hh

h h

h

h

h h

h

h

h

hh

h

h1

1

1

2 2

2

11

2

2

h

h

h

h h

h h

2

h h1

2h

2

1hh

2

3

6a 6b 6c 7a 7b

4 5

1 2

8a 8b




hové napětí na mezi únosnosti táhel vychází z meze kluzu beto-nářské výztuže. Výztuž musí být odpovídajícím způsobem zakot-vena ve styčníku. Při návrhu táhla se uvažuje dosažení meze kluzu výztuže táhla před tlakovým porušením betonové vzpěry. V táhlech a vzpěrách uvažujeme pouze osové síly. Tahové síly v betonu se zanedbávají.

Táhla představují výztužné pruty, jejich celková šířka se obvyk-le zvětšuje o dvojnásobek krycí vrstvy nebo o polovinu vzdále-nosti mezi další výztuží.

S T Y Č N Í K Y

Styčníky v modelech náhradní příhradoviny představují oblasti styku táhel a vzpěr. Styčníky jsou betonové. Všechny síly půso-bící ve styčníku musí být v rovnováze. Styčníky uvažujeme např. v místech působení soustředěných zatížení, v podporách, v kotevních oblastech s koncentrovanou betonářskou výztuží, v ohybech výztužných prutů a ve spojích a rozích prvků.

U styčníku namáhaného víceosým tlakem (CCC – obr. 9) se předpokládá stejné napětí na všech styčných plochách tlače-ných betonových prutů – pásů (Mohrovy kružnice). Oblast styč-níku se nazývá hydrostatická uzlová – styčníková zóna.

Hydrostatickou uzlovou zónu lze rozšířit na styčníky s taženými

prvky – CCT a CTT. Táhla jsou pro zakotvení protaženy tlačeným pásem a vzniká tak rozšířená styčníková zóna. Plocha předpo-kládané kotevní (ložiskové) desky se stanoví tak, aby se napětí v tlaku rovnalo napětí na opačné straně tlačené uzlové zóny.

Požadavek stejného napětí, které působí na všech stranách hydrostatické uzlové zóny, komplikuje použití těchto hydrostatic-kých uzlových zón. Proto vznikl koncept rozšířených uzlových zón, ve kterých jsou uzlové zóny ohraničeny vnějšími liniemi tlačených pásů a jejich průsečíky. Průnik tlačených pásů, reakce a tažených pásů včetně přilehlého betonu je oblast hydrostatické uzlové zóny. Na obr. 10 je označen tmavší barvou. Rozšířená uzlová zóna (ozna-čena světlejší barvou) je oblast s tlakovým napětím od betono-vých vzpěr a od reakce na průniku s taženými pásy vně hydrosta-tické uzlové zóny. Tlakové napětí napomáhá přenosu sil z jedné vzpěry do druhé nebo do táhla představovaného výztuží.

Protože beton je jen omezeně plasticky deformovatelný, systém vnitřních sil musí být stanoven tak, aby v žádné části oblasti nepře-kročil limitní deformaci. Pro stanovení optimálního modelu náhrad-ní příhradoviny je nejlepší vycházet z pružné analýzy oblasti pomo-cí MKP modelů. Ze stanovených pružných vnitřních sil je potom možné sestavit model náhradní příhradoviny. Do modelu je nutné vhodně zakomponovat vyztužení prvku – táhla. Betonové vzpě-

Obr. 9 Styčník CCC se vzpěrami bez táhelFig. 9 Compression node CCC without ties

Obr. 10 Styčník CCT se vzpěrami a výztuží (táhlem) v jednom směru – rozšířená styčníková oblast

Fig. 10 Compression tension node CCT with reinforcement (tie) provided in one direction – extended nodal zone

Obr. 11 Geometrie styčníku CCT pro přímou podporuFig. 11 Joint CCT geometry for direct support

Obr. 12 Geometrie styčníku CCT pro nepřímou podporu

Fig. 12 Joint CCT geometry for indirect support

F

a

F

aa

F FF = F + F

F

0

2

3

3

c3

c0

c2

2

c1l

1

c1p

c1 c1l c1p

1

O1

T

a

a)

O

T1

x

T

O OO

1x

b) c) a2

C CC

u u u

121

A AA

1 a a

2aa2

C

1

uT

2C

1

2a

a C

x

O1 F

Ft1

t2

Rd,max

Fc a

T

C

aa2

1a

T2

1

1

F

F

2s

Fa

l

u s

2

t

2

0

0ss

c2

bd

10 a c1

9

10

12 13 14

11



ry u nepřímého uložení se musí opírat o zakotvenou výztuž táhla. Obvykle výztuž táhla obepíná styčník CCT nebo CTT.

Ze zkušeností se ukazuje, že není nutné přesně sledovat pruž-ný tok vnitřních sil v limitním stavu únosnosti. Nejjednoduš-ším příkladem je příhradový model pro návrh smykové výztuže, který připouští uvažovat základní sklon tlačeného betonového pásu a výztuže pod úhlem 45° až 63° od neutrální osy.

Návrhové hodnoty pro tlaková napětí na mezi únosnosti ve styčnících lze určit následovně:

Styčníky s tlakovými silami (CCC), ve kterých nejsou kotve-na táhla dle obr. 9 a podle [1].

σ = ʹν (5)

kde σRd,max je maximální napětí, které může působit na hranách styčníku a ν‘ viz vztah (2a).

Styčníky s tlakovými i tahovými silami s táhly kotvenými v jednom směru dle obr. 10 (CCT) a podle [1].

σ = ʹν (6)

kde σRd,max je maximální napětí σRd,1x, σRd,2 a ν‘ viz vztah (2a).Typickým představitelem styčníku CCT je místo uložení nosníku.

Idealizovaný model styčníku je na obr. 10. Pokud výztuž není jen

v jedné vrstvě, je vhodné uvažovat postupný přenos sil do táhel (obr. 11). Pro nepřímé uložení betonové vzpěry do táhla tvořené-ho třmínky, např. při horním líci nosníku, je přenos sil do táhla zob-razen na obr. 12. Pro nepřímé uložení je nutné uvažovat opření vzpěry do oblasti uzavřené táhlem – třmínky. Tím se nám výraz-ně posouvá poloha styčníku od líce prvku.

Podle obr. 11a [3] lze stanovit namáhání v šikmé betonové vzpěře

σ =θ θ + θ

(7)

Pokud budeme uvažovat postupný přenos namáhání do táhla podle obr. 11b [3], namáhání v betonové vzpěře se vyjádří podle vztahu

σ = .θ

(8)

Při vějířovité betonové vzpěře podle obr. 11c [3] je namáhání v místě styku vzpěry a táhla

σ = .θ + θ − θ

(9)


Obr. 13 Styčník CTT se vzpěrou a výztuží (táhly) ve dvou směrechFig. 13 Compression tension node CTT with reinforcement (ties)

provided in two directions

Obr. 14 Geometrie styčníku CTT Fig. 14 Joint CTT geometry

Obr. 15 Osamělé břemeno v blízkosti podpory, a) nad vnitřní podporou, b) a ≤ z/2, c) a = 0

Fig. 15 Load near support, a) load over inside support, b) a ≤ z/2, c) a = 0

Obr. 16 Osamělé břemeno v blízkosti podpory, a) S&T Model, b) znázornění přenosu zatížení

Fig. 16 Load near support, a) S&T Model, b) illustration of the load transmission

Obr. 17 Náhlá změna výšky průřezu – kladný ohybový momentFig. 17 Sudden change of cross section – positive bending moment

Obr. 18 Náhlá změna výšky průřezu – záporný ohybový momentFig. 18 Sudden change of cross section – negative

bending moment

F

A A

Fa

z

T

A

z

F

trhlina trhlinaTT

F F

A

C

T

C

a a

00

z z

v

21 1

A

d

a/2 a/2

T0,75av

a/2 a/2

T

va

v0,75a

d

2

2

1

2

2

2

11

11

11 22

2

T2 C1 2

aC

CT 0

0

C

T

C

Tz

M

z 3

1

1

13

312

2

NV

M

VN

C32

2

1z 2

3

2

1

C

C00

TT

Cz

z 3

1

1

1 1

31

1

2

32

2

VN

M

NV

M

z 2

2C

T3

2

3

15a 15b 15c

16a 16b

17

18




Pokud se uvažuje postupný přenos sil do táhla podle obr. 11 a 12, dochází k prodloužení styčníku o délku x. Prodloužení při-spívá k délce, na které se musí táhlo dostatečně zakotvit. Při parabolickém tvaru hranice oblasti styčníku lze délku x stanovit

=θ

+ θ −⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟ (10)

kde a1 je celková šířka tlačeného betonového pásu, a2 šířka šikmé betonové vzpěry, u šířka táhla, c betonové krytí prutů táhla a θ1 úhel střednice betonové vzpěry.

Pro zakotvení táhla je k dispozici délka l = a1 + 0,5x – cStyčníky s tlakovými i tahovými silami s táhly kotvenými

ve více směrech dle obrázku 13 (CTT). Nejčastěji se vyskytu-je styčník CTT v rámových rozích se záporným působením ohy-bového momentu [1].

σ = ʹν (11)

kde σRd,max je maximální napětí a ν‘ viz vztah (2a).Na obr. 14 je podrobný model pro přenos sil z tlačené diagoná-

ly do svislého táhla reprezentovaného třmínky [3]. Část tlakové síly vzpěry je opřena přímo do táhla a zbylá část se opírá až za táhlem a vytváří podružnou tlačenou vzpěru opírající se o táhlo z druhé strany. To se projeví prodloužením délky táhla ve styčníku o Δa. Prodloužení délky je závislé především na úhlu sklonu vzpěry.

Kotvení výztuže (táhel) ve styčnících s tlakovými a tahovými silami uvažujeme od okraje styčníku. Například při kotvení nad podporou začíná kotvení u vnitřního líce podpory. Pro kotevní délky táhla je k dispozici celá délka styčníku. Zakotvení výztuže lze provést i za styčníkem.

Hodnotu návrhového tlakového napětí lze zvýšit o 10 %, pokud je splněna alespoň jedna z následujících podmínek [1]:• je zaručen trojosý tlak• všechny úhly mezi tlačenými pruty a táhly jsou ≥ 55° • výztuž je umístěna v několika vrstvách• pohyb styčníku je spolehlivě omezen uspořádáním v uložení

nebo třením.Pokud je známé rozdělení tlaků všech tří směrů u trojose tlače-

ných styčníků, lze návrhové napětí vyjádřit dle vztahu

σ ≤ ʹν (12)

T V O R B A M O D E L Ů N Á H R A D N Í P Ř Í H R A D O V I N Y

Tvorba modelů náhradní příhradoviny bývá často založena na empirických zkušenostech, popřípadě na podrobném neli-neárním modelování D-oblastí. Pro zjednodušení jsou základ-ní pravidla uvedena v normě [1] a další literatuře, např. v [5], [6] a [7]. Předpokládá se, že tlakové síly přenáší betonové vzpě-ry a tahové síly vynáší betonářská výztuž. Základy modelová-ní D–oblastí vycházejí z výzkumných prací z roku 1984 (Der Grudngedanke der Bemessung von Konstruktionsbeton – Schlaich). Postupně byla tato metoda rozvíjena a ověřena řadou experimentů.

Při tvorbě modelu náhradní příhradoviny je nutné postupo-vat následovně:• Nalézt reakce v modelované části konstrukce• Rozdělení zatížení a nalezení vnitřních sil – výslednice napě-

tí nahradit výslednicemi sil, nahradit asymetrická napětí dvoji-cí sil, definovat model náhradní příhradoviny soustavou vzpěr

a táhel. Při definování jednotlivých prvků je nutné vždy zvážit polohu skutečného vyztužení sledované části konstrukce včet-ně zakotvení výztuže v oblasti styčníků.

• Přechod D-oblasti do B-oblasti musí být plynulý bez jakýchko-liv skokových změn.

• Předpoklady pro modely náhradní příhradoviny: - v táhlech je dosaženo meze kluzu výztuže před vyčerpáním

pevnosti betonových vzpěr- síly ve vzpěrách a táhlech jsou jen osové- tahové síly v betonu jsou zanedbány- ve všech styčnících musí být zajištěna rovnováha- výztuž táhel se aktivuje po vzniku trhlin v betonu- k redistribuci vnitřních sil dochází po vzniku trhlin v betonové

části průřezu- vzpěry jsou obvykle rovnoběžné s očekávaným směrem trhlin

ze vznikajících příčných tahových sil v betonové části průřezu.• Pro omezení šířky trhlin D-oblastí je nutné:

- při povrchu oblasti vložit minimálně konstrukční ortogonální výztuž s plochou nejméně As ≥ 0,003Ac,

- maximální vzdálenost výztužných prutů musí být menší než 300 mm.

O S A M Ě L É B Ř E M E N O U P O D P O R Y

Při zatížení osamělým břemenem v blízkosti podpory je nutné navrhnout svislou a vodorovnou výztuž. Vodorovná výztuž se navrhuje na vznikající příčné tahy. Návrh svislé výztuže vychá-zí z geometrie oblasti. Působí-li osamělé břemeno na horním líci ve vzdálenosti av od líce uložení, lze navrhnout svislou výztuž na redukovanou posouvající sílu βVEd [1]. Redukci působící posouvající síly lze provést pro vzdálenost av, pro niž platí:

≤ ≤ (13)

kde d je účinná výška průřezu.Součinitel β má hodnotu

β = (14)

Pro vzdálenosti av ≤ 0,5d uvažujeme minimální posouvající sílu v hodnotě 0,25 VEd. Přitom pro posouvající síly VEd vypoč-tené bez redukce součinitelem β musí být splněna následují-cí podmínka:

≤ ν (15)

kde bw je nejmenší šířka průřezu mezi tlačeným a taženým pásem, ν redukční součinitel pevnosti betonu při porušení smy-

kem v hodnotě ν = −⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟ .

U prvků vyžadující návrh smykové výztuže musí být navíc plně-na podmínka pro redukovanou posouvající sílu

≤ α (16)

kde Aswfywd je únosnost smykové výztuže protínající šikmou smy-kovou trhlinu mezi zatíženými oblastmi a α je sklon smykové výztuže. Redukce posouvající síly je možná, pokud je podélná výztuž dostatečně zakotvená v uložení.

Nosníky s osamělým břemenem v blízkosti uložení a na krát-kých konzolách mohou být alternativně navrženy podle modelů náhradní příhradoviny (obr. 15a-c [2]).

Při vzdálenosti osamělého břemene do hodnoty av ≤ 0,5d se




předpokládá, že se zatížení přenáší přímo (na obr. 16 označe-no 1). Pro vzdálenější působiště osamělé síly od místa ulože-ní se přenos zatížení dělí mezi soustavy 1 a 2 dle obr. 16. Pro vzdálenosti av ≥ 2d veškeré zatížení přenáší soustava 2. Svis-lá výztuž pro vynášení svislého zatížení soustavy 2 je účinná pouze v oblasti 0,75av podle [1] nebo aw = 0,85a – z/4 podle [2]. Tuto svislou výztuž navrhujeme na redukovanou posouvající sílu β VEd podle [1] nebo podle [2] na svislou sílu

= −⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟ (17)

Při návrhu svislé výztuže je nutné zbývající část oblasti kon-strukčně vyztužit svislými třmínky a vodorovnou výztuží pro zachycení příčných tahů vznikajících v tlačených betonových vzpěrách obou soustav 1 a 2 náhradní příhradoviny.

Z M Ě N A P R Ů Ř E Z U

Při náhlé změně výšky průřezu vznikají v průřezu sekundární vnitřní síly – tahy a tlaky. Jejich působení je pro kladné momen-ty schematicky zobrazeno na obr. 17. Pro záporné momenty je rozdělení na D- a B-oblasti zobrazeno na obr. 18.

Vzdálenost z3 pro oba modely náhradní příhradoviny podle obr. 17 a 18 lze stanovit podle vztahu

= − (18)

Tah v táhle T3 stanovíme z rovnováhy ve vodorovném směru ve styčníku 1 a z rovnováhy ve svislém směru ve styčnících 2 a 3. V táhle T3 vzniká síla

=−

(19)

= −−

(20)

Význam veličin ve vzorcích je patrný z obr. 17 a 18.

Z A V Ě R

Nejznámějšími poruchovými oblastmi jsou konzoly, ozuby prů-vlaků, otvory v průvlacích, stěnové nosníky a rámové rohy.

Návrhu jednotlivých oblastí budou věnována další pokračová-ní v rámci seriálu o poruchových oblastech. Vztahy uvedené v této úvodní části budou využívány při řešení konkrétních oblas-tí v následujících pokračováních.

Tento příspěvek vznikl za podpory grantu GAČR 103/08/1533

Ing. Jiří Šmejkal, CSc.

ŠPS statická kancelář

Lísková 10, 312 16 Plzeň

tel.: 739 613 929, 602 461 064


Prof. Ing. Jaroslav Procházka, CSc.

Odborná společnost pro vědu, výzkum a poradenství ČSSI

Komornická 15, 160 00 Praha 6

tel.: 222 938 907, 602 825 789


S P O L E Č N O S T AT L A S CO P C O K O U P I L A Č E S K É H O D I S T R I B U T O R A K O M P R E S O R ŮStockholm, Švédsko, 7 září, 2009: Společnost Atlas Copco s. r. o. koupila společnost Servis A.C. s. r. o., distributora a poskytovatele služeb v oblasti zařízení na stlačování vzduchu, který působí na severní Moravě.

Akvizice společnosti Servis A. C. je příležitostí, jak zvýšit prodej kompresorů a příslušenství, včetně následných servisních služeb v tomto regionu, který je i z mezinárodního pohledu důležitým centrem průmyslových aktivit v České republice.

„Společnost Servis A. C. je na severní Moravě uznávaným dodavatelem”, říká Joeri Ooms, generální ředitel Atlas Copco s. r. o. divize Kom-presory. „Akvizice tohoto druhu jsou důležitou součástí naší strategie, protože nás přibližují našim zákazníkům a umožňují nám zlepšovat naše servisní služby”.

Tisková zpráva společnosti Atlas Copco

Pro další informace prosím kontaktujte:Jindru Landovou, manažerku komunikace+420 225 434 341, www.atlascopco.com

Literatura:[1] ČSN EN 1992-1-1 Navrhování betonových konstrukcí

– Část 1-1: Obecná providla a pravidla pro pozemní stavby. ČNI 2006

[2] Reineck K. H.: Modellierung der D-Bereiche von Fertigteilen, BetonKalender 2005, Ernst & Sohn, A Wiley Company, 2005. ISBN 3-433-01670-4

[3] Hottmann U. H., Schäfer K.: DAfStb Heft 459 Bemessung von Stahlbetonbalken und Wandscheiben mit Öffnungen. Beuth Verlag GmbH, Berlin 1996

[4] Narayanan R. S.: Eurocode 2, Worked Examplex, Camberlay, 05/2008

[5] DIN 1045-1(08/2008) Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton – Teil 1: Bemessung und Konstruktion. DIN Deutsches Institut für Normung s. V. Beuth Verlag GmbH, Berlin

[6] DAfStb Heft 430 Beuth Verlag GmbH, Berlin, 2002[7] DAfStb Heft 525 Beuth Verlag GmbH, Berlin, září 2003


B R I D G E S E V A L U A T I O N F R O M L C C A S P E C TH O D N O C E N Í M O S T Ů Z H L E D I S K A L C C



D A N I E L M A C E K , D A N A M Ě Š Ť A N O V Á

Navrhování nákladově významných mostních objektů vyžaduje zpracování variantních návrhů již v předinvestiční fázi přípravy. Z těch se následně vybírá nejvhodnější návrh z hlediska nákla-dového, realizačního, materiálového apod. Kromě pořizovacích nákladů se posuzují náklady v životním cyklu.The projection of cost relevant bridges requires variant elabo-ration. The most suitable project is chosen in virtue of costs, realization, material viewpoint etc. LCC (Life Cycle Cost) belong to parameter costs except realization costs.

V České republice lze již po řadu let sledovat nárůst obje-mů silniční dopravy [1]. Na tomto trendu se podílí jak osob-ní, tak i nákladní doprava. Význam silniční a dálniční dopravy se v posledních letech prohloubil. Doprava má vliv na řadu aspektů rozvoje ekonomiky. Díky silniční dopravě jsou propojovány jed-notlivé oblasti a regiony. Propojením oblastí se současně zvyšu-je i kvalita bydlení obyvatel. Návrh dopravních tras úzce souvi-sí se zajištěním financování. Od toho se odvíjí i konkrétní tech-nicko-konstrukční řešení, jež je markantní zejména u mostních staveb.

Současná ekonomická situace má za následek zpomalová-ní výstavby některých dálničních úseků či rychlostních komuni-kací, a to především z důvodu nedostatečných finančních zdro-jů. Peníze pro opravy a údržbu nejsou navyšovány k adekvátně se rozšiřující síti dálnic a rychlostních komunikací. Při zohlednění roční inflace je na opravy ve svém důsledku stále méně zdrojů. Otázky posuzování investiční náročnosti připravovaných staveb jsou proto nyní ještě aktuálnější.

Obecně je každá stavba posuzována nejen podle výše pořizo-vacích nákladů ale i podle nákladů na provoz a údržbu v průbě-hu životního cyklu. Tato hlediska jsou více preferována u staveb pozemního stavitelství, je však přínosné je zařadit i do posuzo-vání dopravních staveb a především do staveb mostních. Mosty se promítají svou finanční náročností velmi významně do prů-měrné ceny dopravní stavby za jeden kilometr.

Velmi zodpovědné je rozhodnutí o typu mostu již v předin-vestiční fázi [2]. Klíčovou roli hraje úloha projektanta a následné rozhodnutí investora akce. Návrh mostu musí respektovat před-mět překlenutí, reagovat na dopravní návaznost, ochranu život-ního prostředí ale i na technologické podmínky vč. podmínek stanovených Ministerstvem dopravy ČR, jež mimo jiné stanovu-jí cykly oprav aj. [3].

Současná praxe je taková, že projektová organizace zpracuje návrhy možného konstrukčního řešení, precizuje klady a zápory jednotlivých variant vč. ocenění. Vyhodnocení variant dálničních mostů je investorem prováděno na základě podkladů projektan-ta, podle zkušeností z již realizovaných mostů, podle své databá-ze, podle místních podmínek a řady dalších kritérií.

K optimalizaci ceny mostu může přispět také mimo jiné forma zadání při výběrovém řízení ve veřejné soutěži. V případě zadá-ní obecných technických podmínek je možno ponechat vari-antní řešení a rozhodnutí ve větší míře na zhotoviteli mostu.

Takové řešení by vyžadovalo prodloužení lhůt na vlastní výbě-rové řízení.

Úloha investora tudíž spočívá nejen v konkrétním rozhodnutí, ale i v evidování dat z minulých let pro potřeby finančního srov-nání, pro vyřazení nepřiměřeně drahých nabídek apod.

S Y S T É M H O S P O D A Ř E N Í S M O S T Y

U již realizovaných mostních objektů je v průběhu vlastní život-nosti mostů průběžně monitorován jejich stav a výstupy jsou podkladem pro databáze plánů údržby a obnovy mostních sta-veb. K tomu účelu existuje obecně řada SW systémů používa-ných u nás i v zahraničí. Lze uvést systémy DANBRO, SMART (Dánsko), BRUTAS (Norsko), KUBA-MS (Švýcarsko), QUADRO (Velká Británie), PONTIS, BRIDGIT (USA). Většina systémů je součástí velkých ekonomických modulů a archivačních soubo-rů. Údaje z nich čerpané slouží zpětně pro strategii a plánová-ní oprav a pro přípravu nových akcí, pro stanovení a optimaliza-ci nároků na finanční ohodnocení.

V České republice je od roku 2003 zaveden systém hospoda-ření s mosty BMS (Bridge Management System). Tento slouží k evidenci mostních objektů z hlediska jejich stavu, zatížitelnos-ti, použitelnosti a ke stanovení nutné údržby, oprav nebo rekon-strukcí. Mosty jsou v systému děleny do kategorií podle stup-ně poškození. Systém sjednocuje metodiku hodnocení stavu mostních objektů a hospodaření s nimi. Hlavní předností sys-tému je nabídka kvalitních možností finančního plánování pro provádění údržby a oprav mostních objektů a tím posílené opti-mální hospodaření.

Od roku 2008 zahrnuje systém i hodnocení mostů v jejich životním cyklu v rámci finančního modulu BMS. Toto hodnoce-ní je kvalifikovaně propracováno a jeho přínos je jednoznačný při přípravě výstavby nových mostů čerpáním údajů z monitorování stavu mostů již dříve postavených.

Uvedený systém BMS je používán Ministerstvem dopravy ČR, Ředitelstvím silnic a dálnic ČR, kraji Jihomoravským, Liberec-kým, Karlovarským, Plzeňským, krajem Vysočina i řadou měst (Plzeň, Praha a Brno). Celkem je systém využíván téměř čtyř-mi sty aktivními uživateli a eviduje až 19 000 mostů. Z toho-to počtu připadá na dálnice a rychlostní komunikace přes 900 mostů, na silnice I. třídy cca 3 500 mostů, na silnice II. tříd 4 600 mostů a asi 8 100 mostů na silnice III. tříd. Systém BMS poskytuje údaje o provedených prohlídkách mostních objek-tů, je snadno rozšiřitelný o další uživatele a umožňuje propoje-ní na externí systémy.

Správcům pozemních komunikací v oblasti správy, údržby a hospodaření je tak k dispozici specializovaná aplikace moder-ního informačního systému, jenž zohledňuje proměnné i nepro-měnné parametry. Výhodou je přístupnost všech aplikací přes webové rozhraní a možnost vzájemné komunikace.

Ve výčtu nelze vynechat informaci o Liniovém referenčním systému (LRS) a Global Network (GN), které podporují Jednot-ný systém dopravních informací ČR (JSDI ČR). Systém je provo-zován Ředitelstvím silnic a dálnic ČR.

Využíván je i systém ISMaP – Správa majetku a pasport. Sys-tém je nezávislý na stávajícím územním uspořádání, je plně ote-




vřen nově vznikajícím potřebám a požadavkům uživatelů a spra-vuje data o majetku silničních komunikací.

P O S U Z O V Á N Í N Á V R H U M O S T N Í C H S T A V E B V E F Á Z I P Ř E D I N V E S T I Č N Í

Investor musí při posuzování a při rozhodování v otázce zvole-ní optimálního konstrukčního řešení z navržených variant mostů, nad rámec standardních hodnotících postupů, zahrnovat cho-vání mostu i po stránce nákladů v průběhu životního cyklu [4]. Stanovení potřebných oprav ve fázi projektování je obtížné defi-novat. Lze vycházet ze sledování potřeb oprav, údržby a rekon-strukcí u stávajících mostů a tyto informace analogicky přená-šet na připravované mosty v rámci předinvestiční fáze. Posuzo-vání potřeb oprav a údržby je třeba specifikovat v podrobnosti jednotlivých částí mostních staveb, neboť je nutné je z hlediska rozsahu i cyklu oprav diferencovat.

Pro optimalizování a posuzování mostních staveb v LCC je možno využít i upravený aplikační software Buildpass, původ-ně koncipovaný pro oblast pozemního stavitelství [5]. Aplikace je v praxi uplatňována Ředitelstvím silnic a dálnic ČR pro pro-jekčně variantně připravované mosty v předpokládané hodno-tě nad 100 mil. Kč. Předmětem je simulace potřeby pořizova-cích nákladů a předpokládaných finančních prostředků během vlastní životnosti mostu. Modelování potřeb oprav je pro základ-ní časový horizont životnosti mostů sto let, současně je možné i modelování ve zkráceném cyklu.

Pro optimalizování a posuzování mostních staveb v životním cyklu jsou pro každou navrženou variantu mostu propočteny mimo základních rozpočtových nákladů i celkové náklady stavby vč. nákladů na projektové práce, průzkumy, náklady na umístě-ní stavby, rezervu ad. Výše pořizovacích nákladů je konfrontová-na s obecně platnými ukazateli cen mostních staveb, na základě provedených přepočtů za jeden metr čtvereční mostu.

Pro všechny v úvahu přicházející varianty mostu jsou nákla-dy vyčísleny jako pořizovací a dále v průběhu životnosti mostní stavby – v podrobnosti jednotlivých částí mostu (pilíře, opěry, mostovka, mostní závěry, zábradlí aj.). Výstupy jsou jak ve finanč-ním vyjádření, tak i v grafické formě (jako součtové čáry) za jed-notlivé konstrukční a materiálové varianty mostu. Výstupy jsou pro investora vhodným podkladem pro rozhodnutí o nejvhod-nější konstrukční variantě mostu a slouží mu také jako podklad pro plánování budoucích oprav a v neposlední řadě i pro zajiš-tění finančních zdrojů pro jejich provedení.

Materiálové a konstrukční řešení mostních staveb je odliš-né a každá mostní stavba je více méně originálem [3]. Jednot-livé zhotovitelské firmy, zaměřené svým výrobním programem na mostní stavby, jsou orientovány na určité konkrétní technolo-gie. Ne každá stavební firma má například výrobnu prefabrikova-ných mostních segmentů apod. Navržené řešení projektantem a odsouhlasené investorem je proto následně předmětem mar-ketingového přístupu a profesního zaměření jednotlivých doda-vatelských firem. Pro investora je klíčové pro rozhodnutí a výběr

Obr. 1 Možná alternativní řešení mostu navržená projektantemFig. 1 Alternative bridge desings presented by project engineer

Obr. 2 Náklady po dobu 50 let pro variantní řešení mostní konstrukceFig. 2 Costs of bridge type construction for next 50 years

1

2




vhodné konstrukce mostu sledování nákladů při pořízení stav-by a během životního cyklu, pro stavební firmy je prioritní orien-tace na technologie, díky kterým získávají často více stavebních zakázek vč. výstavby mostů.

Současná praxe je taková, že projektant navrhne reálná tech-nická a konstrukční řešení mostní stavby (obr. 1), vypočte fyzic-ké objemy a sestaví cenu mostu za jednotlivé konstrukční vari-anty. Do ceny promítne technická a konstrukční specifika, např. složitost zakládání. Investor tuto cenu posoudí a porovná s vlast-ní databází cen. Tím jsou eliminovány cenové rozdíly v základ-ních rozpočtových nákladech. Srovnání variantních řešení je často předmětem řady rozdílností, např. rozdílných délek polí, tím i počtů polí a podpěr.

Investor s využitím aplikace posoudí jednotlivá řešení, co se týče pořizovacích nákladů i údržby, a to v životním cyklu mostu až do jeho obecně stanovené životnosti. Může se tak ukázat, že levná varianta je v průběhu životního cyklu mostu ve svém důsledku variantou horší a nákladnější. SW aplikace je pro uži-vatele zpracována relativně volně a data lze zadávat a upravo-vat podle konkrétních potřeb a stylu uživatele. Aplikace umož-ňuje vytvořit různá grafická vyobrazení, porovnání variantních řešení či další datová zpracování. Sestava Plán oprav konstrukč-ních prvků ukazuje nejbližší termín plánované údržby či obno-vy daného konstrukčního prvku. Pro sledování detailních nákla-dů, které jsou sumarizovány v bilanční sestavě, slouží sestava Opravy v daném období nebo Opravy v daném období – har-monogram.

V grafu na obrázku 2 je ilustrativně vyobrazen grafický výstup s nákladovými nároky na dvě varianty mostů po dobu životnos-ti padesát let od jejich výstavby. Je patrné, že při vzorovém pří-kladu je varianta monolitického mostu v pořizovací ceně draž-ší, než montovaný most, ale během sledované doby padesáti let dojde v konkrétním čase po zahrnutí cyklů obnovy a údržby ke změně preferencí variant [6].

Z Á V Ě R

Hodnocení mostů z hlediska nákladů po celou dobu životnos-ti a aplikace vhodných metod jsou přínosem pro optimalizaci nákladů a pro udržitelný rozvoj dopravní infrastruktury.

Výše nákladů mostní stavby souvisí velmi úzce se zadávacím řízením. Je běžnou praxí, že zadavatel vypíše soutěž na projekč-ní činnost na určitý úsek dálnice, který též obsahuje mostní stav-bu. Zakázku získá projektová organizace, která nemusí být spe-cializována na projektování mostních staveb a příslušný subdo-davatel je limitován cenou za projektové práce. Tato mu často díky své výši neumožňuje zpracovat důsledně varianty a tyto optimalizovat.

Problematika souvisí i s obecně velkými objemy zadávaných zakázek, které předurčují jak zpracovatele projektové dokumen-tace, tak zhotovitele. Proti této praxi hovoří skutečnost, že často dražší projekt, který má odborně zpracované dvě až tři varian-ty, přinese na základě optimalizace ve svém důsledku výraznou úsporu právě v pořizovací ceně mostu vč. budoucích nákladů.

Cílem investora je výběr hospodárné, efektivní a účelné varian-ty dálničního mostu s využitím dostupných databází stávajících mostů a s využitím aplikací rozhodovacích metod. Přístup inves-tora musí být orientován na komplexní rozhodnutí o konstrukč-ní variantě mostu, s dopadem do plánování budoucích oprav vč. zajištění finančních zdrojů pro jejich provedení.

Optimální je navržení takových technologií a jednotlivých kon-strukčních prvků, aby bylo možné sladit jejich opravy s ohledem na životnost jednotlivých částí mostu. Neméně důležité je při zpracování analýz zahrnutí i hlediska inflace [7].

Získané informace z aplikací existujících databází a rozhodova-cích metod jsou pro investora vhodným podkladem pro přípra-vu akcí i pro čerpání finančních prostředků na pokrytí finančních nároků dopravních staveb formou půjčky od Evropské investič-ní banky či čerpání prostředků z Fondu soudržnosti a ze struk-turálních fondů [8]. Aplikace podpůrných systémů je v souladu s řadou bodů Generálního plánu rozvoje dopravní infrastruktu-ry (GEPARDI), jenž stanovuje základní cíle dopravní politiky pro oblast dopravní infrastruktury vč. efektivních přístupů.

Článek vznikl jako součást výzkumného záměru „Management udržitelné-

ho rozvoje životního cyklu staveb, stavebních podniků a území“ (MSM

6840770006) financovaného Ministerstvem školství, mládeže a tělovýchovy

na Českém vysokém učení technickém v Praze, na Fakultě stavební.

Text článku byl posouzen odborným lektorem.

Ing. Daniel Macek, Ph.D.


tel.: 224 354 529

Ing. Dana Měšťanová, CSc.


tel.: 224 354 522

oba: Fakulta stavební ČVUT v Praze


fax: 224 354 530

Literatura:[1] Mojžíš V., Březina E.: Úloha dopravy ve společnosti,

Optimalizace výstavby silnic a dálnic v ČR. Vimperk: LUCIE. 2007. ISBN 80-903639-9-7

[2] Čihák M.: Význam silniční a dálniční sítě pro ekonomiku ČR, Optimalizace výstavby silnic a dálnic v ČR. Vimperk: LUCIE. 2007 ISBN 80-903639-9-7

[3] Lehovec F.: Význam infrastruktury pozemních komunikací pro hospodářský rozvoj. Optimalizace výstavby silnic a dálnic v ČR. Vimperk: LUCIE. 2007. ISBN 80-903639-9-7.

[4] Měšťanová D.: Analýza procesu implementace auditu výkonnosti v souvislosti se vstupem ČR do EU. Praha: ČVUT v Praze, Fakulta stavební, 2007, ISBN 978-80-01-03931-1

[5] Macek D.: Buildpass – obnova a údržba objektů, Praha: ČVUT v Praze, Fakulta stavební, 2007,ISBN 80-85603-96-9

[6] Beran V., Dlask P., Hromada E., Macek D.: Ekonomika a posuzování nákladů celého životního cyklu staveb, Stavebnictví. 2007, č. 12, s. 52–56, ISSN 1802-2030

[7] Beran V., Macek D., Měšťanová D.: Ekonomika správy majetku, Praha: ČVUT v Praze, 2007, ISBN 978-80-01-03754-6

[8] Schneiderová R.: Užitek, náklady a cena při pořizování, správě a obnově veřejného majetku, Praha: ČVUT v Praze, 2007, ISBN 978-80-01-03890-1

S P E K T R U M

F R I T Z L E O N H A R D T ( 1 9 0 9 – 1 9 9 9 )


S P E C T R U M

Dokončení článku z předchozího čísla časopisu

M O S T Y O C E L O B E T O N O V É S P Ř A Ž E N É

Úvodem je nutno předeslat, že původní předpisy pro tyto mosty v Německu strikt-ně omezovaly tahová napětí v betonu nad podpěrami, což přinášelo konstrukční potí-že a následně zvýšené finanční náklady. V souvislosti s projektem mostu Werra tal u Hedemünden na A7 byly provedeny sta-tické a dynamické zkoušky, které prokáza-ly možnost řešení bez předepnutí spřahující desky, neboť trhliny i po dynamické zkoušce 2,1 mil. cyklů zůstaly do 0,2 mm. Součas-ně byl vyzkoušen i nový způsob spřažení, podélnou perforovanou lištou, která se pro-jevila výrazně příznivějším působením než klasické trny. Nebyla však v SRN zavedena.

Jako zajímavost je možno uvést vozov-ku na ocelovém mostě v Kolíně nad Rýnem – Deutz z roku 1949, kterou tvo-řila dobře vyztužená betonová deska tloušťky 120 mm v takové kvalitě, že ji bylo možno ponechat i při přestavbě mostu v roce 1978.

Most Werratal u Hedemünden na A7 (1990) – dálniční most z třicátých let o délce 416 m, s poli 80 + 2 x 96 + 80 + 64 m, bylo nutno rozšířit z původních 22 na 35,5 m při zachování stávajících provoz-ních podmínek (obr. 15). Vedle stávajících pilířů byly postaveny provizorní podpěry, na nich byla zřízena polovina nové oce-lobetonové spřažené nosné konstrukce

Obr. 15 Most Werratal u Hedemünden A7 (1990)

Obr. 16 Železniční most přes Mohan Nantenbach (1994)

Obr. 17 Most na Rooseveltově jezeře v Arizoně (1992)

1615

17

S P E K T R U M


S P E C T R U M

18

19

20

S P E K T R U M


S P E C T R U M

a na ni byl převeden provoz. Následně byly demontovány obě staré nosné konstruk-ce a byla opravena a v hlavách pilířů rozší-řena stávající spodní stavba. Tento staveb-ní postup došel řady opakování, zejména v nových spolkových zemích.

Železniční most přes Mohan Nan-tenbach (1994) na rychlostní železnič-ní trati mezi Hannoverem a Würzburgem je dvoukolejný o délce 350 m, s hlavním polem 208 m – největší rozpětí nosníku u německých drah (obr. 16). Má příhra-dovou ocelobetonovou nosnou konstruk-ci s horní mostovkou a dvojím spřažením, kromě mostovky i dolní betonové desky v oblasti záporných momentů nad pilíři. Výška nosníku uprostřed je 7,66 m a nad pilíři 15,66 m. Most byl vybrán ze šestnácti předložených projektů a v roce 1994 obdr-žel cenu za inovaci v ocelových konstruk-cích i cenu za inženýrské stavby v SRN.

Most Agosturita přes řeku Caroni ve Venezuele (1992) – dálniční most obdobné koncepce jako most Nanten-bach má rozpětí hlavního pole 214 m a je největším v této kategorii. Spřažení ocelových a betonových částí konstrukce zajišťují perforované lišty.

Most na Rooseveltově jezeře v Arizo-ně (1992) – jedná se o ocelový oblouko-vý most se střední mostovkou s rozpětím 329 m (obr. 17). Mostovku tvoří ocelobe-tonová spřažená konstrukce s ocelovými nosníky a betonovou deskou.

Z A V Ě Š E N É M O S T Y

Přínos Leonhardta a jeho spolupracovní-ků pro rozvoj mostů tohoto druhu je i ze světového pohledu nejvýznamnější. To se týká jak celkové koncepce, tak technologie, detailů závěsů, tvaru mostovky, potřebné-ho teoretického a experimentálního výzku-mu i projekčního zpracování. Za dobu jeho působení ve firmě bylo zpracováno cca sto třicet návrhů zavěšených mostů, z nichž více než třicet bylo realizováno.

Z hlediska obecného vývoje této most-ní konstrukce je nutno uvést tzv. „düs-seldorfskou rodinu zavěšených mostů“ s ocelovou mostovkou. První byl most

Theodora Heusse (1957) v klasickém tří-polovém uspořádání se dvěma dvojicemi pylonů výšky 40 m a hlavním rozpětím 260 m. Následovaly mosty s jednou dvo-jicí nebo jedním výrazně vyšším pylonem, Knie (1969), Oberkasseler (1976) a Flehe (1979) s pylonem výšky 145 m ze žele-zobetonu a polem 319 m, odpovídajícím rozpětí 600 m při dvojici pylonů. Po té při-šly další realizované mosty, jejichž rozpě-tí se pohybovala v těchto mezích. Řada větších, jejichž vyvrcholením byl návrh mostu přes Messinskou úžinu s rozpětím 1 300 m, zůstala jen v návrhu.

Jako optimální kombinace pro návrh i realizaci zavěšených mostů větších roz-pětí se ukázala mostovka ocelobetono-vá spřažená, která byla v některých přípa-dech použita. Největším z nich byl druhý most přes řeku Hoogly v Kalkutě (1993) v klasickém uspořádání se dvěma dvo-jicemi pylonů a hlavním polem 475 m. Následoval most Burlington přes Missis-sipi (1994) s jednou dvojicí pylonů a jed-ním nesymetrickým hlavním polem délky 164 m. Posledním z tohoto reprezenta-tivního výčtu je dvoupatrový most Kap Shui Mun v Hongkongu (1997), pro silnič-ní dopravu v horní a pro železniční provoz v dolní úrovni nosné konstrukce. Je dlouhý 590 m, rozpětí polí je 80 + 430 + 80 m, kde 387 m hlavního pole je ocelobetono-vá spřažená mostovka.

Realizace se též dočkaly zavěšené mosty s betonovou mostovkou a rozpětími 200 až 400 m.

Most Pasco-Kennewick přes řeku Columbia u Seattlu (1978) o délce 763 m a šířce 24,4 m byl prvním v USA (obr. 18). Jeho hlavní část tvoří zavěše-ný most s poli 124 + 300 + 124 m a se dvěma dvojicemi pylonů, na nějž nava-zují příjezdová pole z obou stran délky 38 m, resp. 3 x 45 + 38 m. Mostovka byla v zavěšené části montována letmo, z betonových segmentů hmotnosti 270 t, otevřeného průřezu výšky 2,13 m a délky 8,2 m, což odpovídalo rozmístění závě-sů. Byly vyráběny kontaktním způsobem a těsné spáry byly při montáži vyplně-ny epoxidovým tmelem. Příjezdová pole, včetně krátkých spojovacích částí se zavě-šeným mostem, měla pětikomorový příč-ný řez stejných vnějších rozměrů a byla betonována na podpěrné skruži.

Most East Huntington přes řeku Ohio (1985) má délku 459 m, šířku 12 m, jeden pylon tvaru „A“ a zavěšená pole o rozpětí 274 + 185 m. Mostovka ze seg-

mentů hmotnosti 250 t, z vysokopevnost-ního betonu B56 a s ocelovými příčníky pro vylehčení byla vyráběna a montována letmo (obr. 19).

Most Helgeland v Norsku na polárním kruhu (1991) – zavěšený most šířky 12 m, s hlavním polem 425 m a dvěma pylony výšky 138 m, resp. 127,5 m. Jeho mostov-ku tvoří aerodynamicky ztvárněný nosník z předpjatého betonu výšky 1,2 m, beto-novaný letmo, symetricky od obou pylo-nů (obr. 20).

V Ě Ž O V É S T A V B Y

Druhou nejvýznamnější oblastí, po most-ním stavitelství, jejíž se Leonhardt stal vpravdě zakladatelem, jsou betonové telekomunikační věže. Jsou to typické spojené televizní a telekomunikační věže

Obr. 18 Most Pasco-Kennewick přes řeku Columbia u Seattlu (1978)

Obr. 19 Most East Huntington přes řeku Ohio (1985)

Obr. 20 Most Helgeland v Norsku (1991)

Obr. 21 Televizní věž Stuttgart I, h = 217 m (1956) 21

S P E K T R U M


S P E C T R U M

s přístupem veřejnosti na vyhlídkové tera-sy a restaurace i standardní pouze teleko-munikační stožáry. Prvních bylo mezi léty 1954 až 1974 postaveno ve většině vel-kých měst SRN celkem dvanáct, druhých, s označením FMT a číslo, jedenáct.

Přednosti betonových věží oproti oce-lovým spočívají v příznivějším vzhledu a v možnosti vytvoření dostatečného objemu servisních i společenských pro-stor ve velké výšce, nabízející jednoduš-ší servis pro technická zařízení vysílače a návštěvníkům dokonalý rozhled. Beto-nová konstrukce, oproti ocelové, vyho-vuje příznivěji svislým, převážně tlako-vým namáháním, a vzhledem ke svému tvaru – kruhovému průřezu, i dynamic-kým zatížením od větru. Tato namáhá-ní jsou dále snižována i vyšším součinite-

Obr. 22 Televizní věž ve Frankfurtu nad Mohanem, h = 331m (1974)

Obr. 23 Stanová střecha pro Olympiádu v Mnichově. (1972)

Literatura:[1] Leonhardt F.: Spannbeton für die

Praxis, Verlag Wilhelm Ernst & Sohn Berlin 1955, 3. Auflage 1973

[2] Leonhardt F.: Brücken, Ästhetik und Gestaltung, Deutsche Verlags-Anstalt GmbH, Stuttgart 1982

[3] Leonhardt F.: Baumeister in einer umwälzenden Zeit, Errinerungen. Deutsche Verlags-Anstalt GmbH, Stuttgart 1984

[4] Leonhardt F.: Vorlesungen über Massivbau. Teile 1. Bis 6. Springer Verlag. Berlin

[5] Bonatz P., Leonhardt F.: Brücken. (Die blauen Bücher) J. F. Steinkopf, Stuttgart 1965

[6] Schaechterle K., Leonhardt F.: Hängebrücken. Die Bautechnik 18 (1940) H.33 a 19(1941) H. 7,12,13

[7] Leonhardt F.: Die Autobahnbrücke über den Rhein bei Köln-Roden-kirchen. Die Bautechnik 27 (1950), 28 (1951), Der Stahlbau 20 (1951), Der Bauingenieur 26 (1951)

[8] Leonhardt F.: Die neue Strassenbrücke über den Rhein von Köln nach Deutz. Die Bautechnik 26 (1949)

[9] Falkner H.: Die neue Spannbeton-brücke Köln-Deutz. Betonbrücke in B 55 und LB 45 mit grosser Schlankheit, FIP Kongress 1982 Stockholm, NZ BRD

[10] Steinman G.: Das Verfahren Baur-Leonhardt und die Ausführung von Brücken in vorgespanntem Beton, Schweizerische Bauzeitung 72 Nr. 44 Oktober 1954

[11] Leonhardt F.: Über Spann-betonbrücken, vorzugsweise mit konzertrierten Spangliedern, Zement und Beton Nr. 5 Mai 1956

[12] Leonhardt F., Baur W.: Neue Verfahren zur Herstellung weitgespannten, mehrfeldrigen Balkenbrücken aus Spannbeton, Beton- und Stahlbetonbau 1962, S. 111–117

[13] Leonhardt F., Baur W.: El puente sobre el rio Caroni entre Puerto Ordaz y San Felix en Venezuela, Trends 31.8.1964, S. 27 –29

[14] Taktschiebeverfahren Baur-Leonhardt, Leonhardt, Andrä u. Baur. Beratende Ingenieure VBI. Firemní publikace 1969

[15] Baur W.: Bridge erection by launching – a fast, safe and efficient method, Civil Engineering – ASCE March 1979

[16] Leonhardt F.: Mainbrücke Gemünden – Eisenbahnbrücke aus Spannbeton mit 135 m Spannweite, (Deutsche Bundesbahn- Neubaustrecke Hannover-Würzburg.) Beton- und Stahlbetonbau 1986, H.1

[17] Maintalbrücke Veitshöchheim – Neubaustrecke Hannover- Würzburg, Publikace DB – Deutsche Bundesbahn 1987

[18] Enztalbrücke – Neubaustrecke Mannheim–Stuttgart. Publikace DB – Deutsche Bundesbahn 1989

[19] Leonhardt F., Zellner W.,Svensson H.: Die Spannbeton-Schrägkabelbrücke über den Columbia zwischen Pasco und Kennewick im Staat Washington, USA, Beton- und Stahlbetonbau 1980, H. 2.3,4

[20] Leonhardt F.: Der Stuttgarter Fernsehturm. Beton- und Stahlbetonbau 51-1956, H. 4, S. 73-85, H. 5, S. 104–111

[21] Zellner W., Vögele H.-G.: Die Tragkonstruktion der Turmkanzel des Fernmeldeturms Frankfurt, Stahlbau 1981, H. 2

[22] Leonhardt F., Schlaich J.: Vorgespannte Seilnetzkonstruktionen – Das Olympiadach in München, Stahlbau 1972, H. 9,10,12; 1973, H.2,3,4,6

[23] Stahlbau 68. Jahrgang Juli 1999, Heft 7. Číslo věnované Fritzi Leonhardtovi k 90. narozeninám, s úvodem H. Svenssona a obsáhlým soupisem literatury u jednotlivých, dále uvedených článků, Svensson H.: Fritz Leonhardt Schrägkabelbrücken. S. 474-485; Saul R.: Fritz Leonhart als Stahlbrücken-Ingenieur, S. 486–493; Andrä H.-P.: Beispiele aus den Arbeiten von Fritz Leonhardt im Hoch-und Industriebau, S. 494–506; Göhler B.: Der Anteil von Fritz Leonhardt an der raschen Entwicklung des Betonbrückenbaus., S. 507–510

[24] Leonhardt, Andrä und Partner, firemní publikace 1992 a z dalších let, uvádějící vybrané projekty

22


lem útlumu betonu oproti oceli. Sem lze zařadit návrh speciální-ho anténního stožáru o výšce 332 m, stabilizovaného třemi sou-stavami šikmých závěsů upevněných v základových blocích kot-vených zemními kotvami. Stožár je betonový válec o průměru 3,5 m s výtahovou šachtou a schodištěm, na vrcholu jsou tera-sy s vysílači a minimální obslužné prostory.

Dalšími stavbami podobného charakteru jsou věžové vodoje-my, které však byly již obecně známy a používány.

Televizní věž Stuttgart I (1956) o výšce 217 m byla první betonovou TV věží s objemným pětipodlažním prostorem s poštou, restaurací, vyhlídkovou terasou, další terasou a se slu-žebními místnostmi v nejvyšší části věže, nad níž vyčnívá pouze vlastní anténní stožár (obr. 21).

Televizní věž ve Frankfurtu nad Mohanem (1974) o výšce 331 m byla poslední a nejvyšší z uvedeného období (obr. 22).

Z Á V Ě R

Na závěr mi dovolte dvě poznámky, vážící se k tématu i k dnešní současnosti, která nepřeje technickým oborům a inženýrská řeše-ní nahrazuje obchodními případy. Problémy prohlubuje i světo-vě obecný nedostatek konstrukčních inženýrů, které nelze jedno-duše nahradit „autocadem“. V tom lze spatřovat největší význam Fritze Leonhardta, podobně jako Stanislava Bechyně u nás – své myšlenky i výzkumy dovedli uplatnit jako pedagogové i v inže-nýrské praxi. Druhá poznámka se týká vztahu inženýra a archi-tekta v případě inženýrských staveb. Přestože oba měli dostatek vlastního tvůrčího potenciálu, našli si spolupracovníka-architek-ta, se kterým dopracovávali své návrhy. S Bechyněm to byl archi-tekt B. Kozák, při spolupráci na posledních návrzích Nuselského mostu. S Leonhardtem spolupracoval architekt Frei Otto, nejdří-ve v případě zavěšených střech tvořených přímkovými plocha-mi hyperbolických paraboloidů a posléze i u stanových střech německého pavilonu na Světové výstavě v Montrealu (1967) a olympijských stadionů v Mnichově (1972) (obr. 23). V dnešní době, a nejen u nás, se uvádí jméno architekta, jako autora návr-hu mostu a opomíjí se jméno inženýra, který přitom nese plnou odpovědnost za spolehlivost mostu i jeho životnost.

Ing. Karel Dahinter, CSc.


23

G L O B Á L N Í B A N K A R O S T L I N N Ý C H S E M E N N A Š P I C B E R K Á C HS V A L B A R D G L O B A L S E E D V A U L T

S P E K T R U M


S P E C T R U M

J A N A M A R G O L D O V Á

Globální banka rostlinných semen byla na norském souostro-ví Špicberky otevřena 26. února 2008 a očekává se, že během několika příštích let v ní budou uložena semena více než tří set tisíc různých druhů rostlin a stromů z celého světa (kapacita pro-stor je až 4,5 milionů semen).

Hluboký permafrost (věčně zmrzlá půda) ve zdejších horách, velká vzdálenost od nejbližší genetické banky, výborná infra-

struktura a zodpovědnost, se kterou se Norsko postavilo do čela úsilí o vybudování bezpečného úložiště světových rostlinných genetických zásob, to vše byly důvody, proč bylo v říjnu 2004 několika světovými zemědělskými organizacemi (FAO, CGIAR ad.) rozhodnuto vybudovat zajišťovací banku semen ve skalním masivu na odlehlých ostrovech daleko na severu.

Po vypracování projektu se začalo s výstavbou na počátku dubna 2007 úpravou přístupových cest do stráně nad hlavním městem Špicberk Longyearbyen (asi 1 600 obyvatel). Permafrost

ZadavatelThe Royal Norwegian Ministry of Agriculture and FoodThe Royal Norwegian Ministry of Foreign AffairsThe Royal Norwegian Ministry of the Environment

Uživatel The Royal Norwegian Ministry of Agriculture and FoodSprávce Statsbygg NordArchitekt Peter W. Sodermann MNAL, Barlindhaug Consult ASKonsultant geotechniky Sverre Barlindhaug, Multiconsult AS, TromsoDodavatel Leonhard Nilsen og Sonner AS, RisoyhamnCelková plocha 1 720 m2

Stavební náklady 43,2 milionů NOKCelkové nákl. (včetně DPH) 48,35 milionů NOKCena za m2 28 110 NOKRealizace projektu podzim 2005 až zima 2008

1

2 3

4

S P E K T R U M


S P E C T R U M

(během léta zde taje pouze vrstva země silná 1 až 1,5 m, pod ní už vnější teplotní výkyvy nemají vliv) dovolil vyhloubit staveb-ní jámu pro vstupní část do podzemních prostor s téměř nezajiš-těnou 24 m vysokou stěnou. Vlastní ražba tunelu začala prvním odstřelem v polovině května. Portál ražených podzemních pro-stor je na severním svahu, takže slunce by nemělo být žádným problémem. Na Špicberkách je to jinak – půlnoční slunce svítilo přímo na portál a rozehřívalo zmrzlou zem. Neustále odpadávají-cí kamení znemožňovalo práci noční směny. Teprve až se ražba posunula hlouběji do hory, přestalo slunce vadit a mohlo se pra-covat 24 h denně. Poslední odstřel se konal 9. července. Během léta 2007 byl postaven monolitický betonový vstupní objekt s kancelářemi, byl vyražen zhruba 100m přístupový tunel s vnitř-ním technologickým centrem, který končí příčnou 50 m dlouhou chodbou, z níž odbočují tři rovnoběžné skladovací haly – kaverny,

každá 27 m dlouhá a 9,5 m široká. V těchto místech se drží stálá teplota cca – 18 °C, na kterou již nemají vnější změny vliv. Ražba podzemních prostor byla zajišťována zemními kotvami 6 m dlou-hými o průměru 25 mm a stříkaným betonem.

Autoři fotografií: 2, 5, 6, 7 a 9 Mari Tefre, Global trust Diversity,

3 Ole G. Hertzenberg, 4 Odd Arvid Stromstad, 8 The International Institute

of Tropical Agriculture i Nigeria

Kresba na obr. 1 Global Crop Diversity Trust

Literatura:[1] Svalbard Global Seed Vault, Longyearbyen, Svalbard, Nybygg/New

construction, Statsbygg 2008, www.statsbygg.no[2] www.regjeringen.no/en/dep/lmd/campain/svalbard-global-seed-vault

Obr. 1 Prostorové schéma podzemního objektuObr. 2 První odstřel, květen 2007Obr. 3 Výstavba vstupního železobetonového objektu, srpen 2007Obr. 4 Příčná chodba před skladovacími halami, 120 m od vstupuObr. 5 Na mezinárodním letišti v Longyearbyen přistávají zásilky

z celého světaObr. 6 Dokončený objekt s výtvarným dílem norského umělce Dyveke

Sannes na horní a čelní ploše vstupu, únor 2008Obr. 7 Vnitřní prostory při slavnostním otevření Svalbard Global

Seed Vault v únoru 2008, a) Sámská zpěvačka Mari Boine, b) hosté slavnostního otevření ředitel FAO Jacques Diouff a představitel EU José Manuel Barroso

Obr. 8 Příprava zásilky pracovnicemi genetické banky v NigeriiObr. 9 Krabice se semeny skladované uvnitř banky

9

7a

5

7b 8

6

A K T U A L I T Y

S E M I N Á Ř E , K O N F E R E N C E A S Y M P O Z I A


T O P I C A L S U B J E C T S

S E M I N Á Ř E , K O N F E R E N C E A S Y M P O Z I A V Č R

SANACE A REKONSTRUKCE STAVEB 200931. konference• Obnova historických staveb• Progresivní trendy v sanacích staveb• Sanace betonových konstrukcí• Fyzikálně-chemické vlastnosti• Statika a diagnostika stavebTermín a místo konání: 3. a 4. listopadu 2009, Praha, Masarykova kolejKontakt: e-mail: [email protected], www.wta.cz

VODNÍ PAPRSEK 2009 – VÝZKUM, VÝVOJ, APLIKACEKonferenceTermín a místo konání: 4. a 5. listopadu 2009, OstravaKontakt: e-mail: [email protected], www.ugn.cas.cz

BETONÁŘSKÉ DNY 200916. mezinárodní konference• Betonové konstrukce pro období ekonomického útlumu• Výzkum, technologie výstavby a materiálů• Koncepce, modelování a navrhování konstrukcí z betonu• Prefabrikace a betonové dílce• Významné realizace (budovy, mosty, tunely a další zajímavé stavby

z betonu v ČR i zahraničí)• Aktuální filmy pro Betonářské kino 2009Termín a místo konání: 25. a 26. listopadu 2009, Hradec KrálovéKontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected]

MOSTY 201015. mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 22. až 23. dubna 2010Kontakt: e-mail: e-mail: [email protected], www.sekurkon.cz

SANACE 201020. mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 20. až 21. května 2010, BrnoKontakt: e-mail: [email protected], www.sanace-ssbk.cz

PODZEMNÍ STAVBY PRAHA 201011. mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 14. až 16. června, PrahaKontakt: e-mail: www.ita-aites.cz

DESIGN OF CONCRETE STRUCTURES USING EN 1992-1-1First International WorkshopTermín a místo konání: 16. a 17. září 2010, PrahaKontakt: e-mail: [email protected], http://concrete.fsv.cvut.cz/dcs2010

CONCRETE ENGINEERING FOR EXCELLENCE AND EFFICIENCYfib sympoziumTermín a místo konání: 6. až 8. června 2011, PrahaKontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected]

Z A H R A N I Č N Í K O N F E R E N C E A S Y M P O Z I A

54. BETONTAGENěmecké betonářské dny Termín a místo konání: 9. až 11. února 2010, Neu-Ulm, NěmeckoKontakt: e-mail: [email protected], www.betontage.com

CONGRESS ON POLYMERS IN CONCRETE13. mezinárodní kongres• Concrete-Polymer Composites (CPC)• Interface Zone Polymer/Concrete• Coatings and Crack injection• Concrete RehabilitationTermín a místo konání: 10. až 12. února 2010, Madeira, PortugalskoKontakt: www.icpic-community.org/icpic2010

BETÓN NA SLOVENSKU 2006 – 2010fib konference• PPP projekty a realizácie cestnej siete na Slovensku• Betónové konštrukcie• Betónové mosty• Spriahnuté betónové a oceľobetónové konštrukcie• Nové materiály a technológie• Navrhovanie a modelovanie betónových konštrukcií• Diagnostika, monitoring, opravy a rekonštrukcie• Financovanie, normy, legislatíva• Firemné prezentácieTermín a místo konání: 17. a 18. února 2010, Žilina, SlovenskoKontakt: e-mail: [email protected]

BETONTAG 2010Rakouské betonářské dnyTermín a místo konání: 22. a 23. dubna 2010, Vídeň, RakouskoKontakt: www.ovbb.at

CODES IN STRUCTURAL ENGINEERING – DEVELOPMENTS AND NEEDS FOR INTERNATIONAL PRACTISEIABSE – fib konferenceTermín a místo konání: 3. až 5. května 2010Kontakt: www.iabse.org/conferences/Dubrovnik2010/index.php

THINK GLOBALLY BUILD LOCALLY3. mezinárodní fib kongres a sympoziumTermín a místo konání: 29. května až 2. června 2010,Washington, USAKontakt: www.fib2010washington.com

CONSEC’10 – CONFERENCE ON CONCRETE UNDER SEVERE CONDITIONS6. mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 7. až 9. června 2010, Mérida, Yucatán, MéxicoKontakt: www.consec10.com

HIGH PERFORMANCE CONCRETE9. fib symposiumTermín a místo konání: 8. až 12. srpna 2011, Christchurch, Nový Zéland Kontakt: www.hpc-2011.com/nz

Česká betonářská společnost ČSSIwww.cbsbeton.eu

aČBS Servis, s. r. o.www.cbsservis.eu

25. a 26. listopadu 2009Hradec Králové, Kongresové centrum ALDIS

Konference s mezinárodní účastí

16. BETONÁŘSKÉ DNY 2009spojené s výstavou

BETON 2009

POZVÁNKA NA AKCI16. BETONÁŘSKÉ DNY16. Betonářské dny (BD 2009) přinesou opět bohatý program odborných přednášek, sekci posterů i oblíbené Betonářské

kino. Před závěrem roku 2009 nabídnou i bohatý společenský program, tradiční dva společenské večery, tematickou vý-

stavu, dostatek prostoru pro odborné diskuze a příjemné zázemí pro obchodní jednání i přátelská setkání. Vysokou prestiž

BD 2009 podporují také záštity několika ústředních orgánů a počet zahraničních účastníků. Česká betonářská společnost

ČSSI jako pořadatel a ČBS Servis, s. r. o., jako organizátor konference se budou snažit, aby se očekávaných 700 účastníků

16. Betonářských dnů v Hradci Králové opět cítilo dobře.

Betonářské dny jsou tradičně výroční, průřezovou a bilanční konferenční akcí, která si klade v odborné rovině za cíl se-

známit účastníky s nejvýznačnějšími betonovými konstrukcemi uplynulého roku v České republice i v zahraničí a s nejdů-

ležitějšími novinkami v oblasti navrhování i provádění betonových konstrukcí. V programu bude opět několik přednášek

význačných zahraničních odborníků, které budou věnovány zahraničním stavbám z betonu a aktuálním trendům současného

betonového stavebnictví.

Velký prostor bude věnován již tradičně odborným diskuzím. Většina přednášek bude opět tlumočena z/do angličtiny.

TEMATICKÉ OKRUHY

A Betonové konstrukce pro období ekonomického útlumuB Výzkum, technologie výstavby a materiálůC Koncepce, modelování a navrhování konstrukcí z betonuD Prefabrikace a betonové dílceE Významné realizace (budovy, mosty, tunely a další zajímavé stavby z betonu v ČR i zahraničí)

F Betonářské kino 2009

VĚDECKÝ VÝBOR

Ing. Milan KALNÝ, předseda

Doc. Ing. Jiří DOHNÁLEK, CSc., Doc. Ing. Rudolf HELA, CSc.,

Ing. Michal MIKŠOVSKÝ, Prof. RNDr. Ing. Petr ŠTĚPÁNEK, CSc.,

Ing. Vlastimil ŠRŮMA, CSc., MBA, Ing. Jaroslav VÁCHA, Prof. Ing. Jan L. VÍTEK, CSc.

VÝSTAVA BETON 2009

Výstava výrobků, technologií a fi rem zabývajících se betonem a betonovými

konstrukcemi proběhne souběžně s konáním konference v prostorných foye-

rech jednacích sálů Kongresového centra Aldis. Zájemci o účast na výstavě

mohou kontaktovat organizátora ihned, nebo prostřednictvím přihlášky na sa-

mostatné pozvánce pro vystavovatele na výstavu BETON 2009. Informace

o výstavě a on-line přihláška s možností přímého výběru polohy stánku/sto-

lu na výstavě budou současně uvedeny na www.cbsbeton.eu.

KONTAKTNÍ SPOJENÍ A DALŠÍ INFORMACE

ČBS Servis, s. r. o.

� Sekretariát BD 2009 Samcova 1, 110 00 Praha 1

☎ +420 222 316 173, +420 222 316 195

+420 222 311 261

[email protected] URL www.cbsbeton.eu

TECHNOLOGIE • manipulace s těžkými břemeny

• výsuv mostních konstrukcí

• letmá betonáž

• mostní segmenty

• bezesparé předpínané podlahy

• šplhavé a posuvné bednění

DODATEČNÉ PŘEDPÍNÁNÍ • konstrukcí budov

• mostních konstrukcí

• sil, nádrží, zásobníků

• mostní závěsy

GEOTECHNIKA • opěrné stěny

• trvalé zemní kotvy

• mikropiloty a zemní hřebíky

PRODUKTY• závitové tyčové systémy

• mostní ložiska

VSL SYSTÉMY (CZ), s.r.o.

V Násypu 339/5, 152 00 Praha 5

tel: +420 251 091 680

fax: +420 251 091 699

e-mail: [email protected], http://www.vsl.cz

Vaše spojení s vývojem nových technologií


C I T Y R I N G R O A D , P A R T B A L A B E N K A – Š T Ě R B O H O L S K Á R A D I Á L AN O V É V A R I A N T Y T U N E L Ů M Ě S T S K É H O O K R U H U N A J A R O V Ě

c x B E T O N • 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 5 / 2 0 0 9

S T R U C T U R E S

M I C H A L H R D L I Č K A , P E T R H A N U Š , M A R T I N D A N I E L , P A V E L Š O U R E K , L U K Á Š R Á K O S N Í K

Připravovaná stavba Městského okru-hu číslo 0094 Balabenka–Štěrboholská radiála je situována ve východní části Prahy a prochází územím Městských částí Prahy 3, 9, 10 a 15. Příspěvek je věnován dvěma novým variantám řešení využívají-cím ražených tunelů v oblasti Jarova. Building project Balabenka – Štěrboholská radiála is situated at the eastern edge of Prague, passing through the territories of its Metropolitan Districts 3, 9, 10 and 15. The paper is focused on the new design variants.

Z Á K L A D N Í V A R I A N T Y Ř E Š E N Í Z R O K U 2006Stavba MO v úseku Balabenka–Štěrbo-holská radiála má celkovou délku hlav-ní trasy 5,7 km. Na jižní straně se trasa napojuje na Jižní spojku, na severu na připravovanou stavbu Městského okru-hu číslo 0081 Pelc Tyrolka-Balabenka. Ve studii byla trasa zpracována ve dvou vari-antách řešení, které procházely pod ulicí Spojovací v hloubených tunelech.

P O P I S T R A S Y

Stavba Městského okruhu (MO) číslo 0094 začíná v prostoru mimoúrovňové křižovatky (MÚK) se Štěrboholskou radiá-lou a Jižní spojkou v místě křížení s Raba-kovskou ulicí (obr. 1). Trasa MO dále směřuje na sever a mostní estakádou překračuje kolejiště depa metra. Mimoú-rovňová křižovatka V Olšinách řeší napoje-ní hlavní trasy na síť místních komunikací. (co napojuje tato křižovatka????)Dále MO

podchází ulici Černokosteleckou a podél ulice Dřevčické je veden do tunelu pod Malešickým náměstím Malešice.

T U N E L M A L E Š I C E D É L K Y 1060 M Tunel Malešice se nachází mezi želez-ničním nádražím Malešice a podjezdem pod železniční tratí Malešice–Nákladové nádraží Žižkov u Českobrodské ulice. Pod-zemní vedení trasy v tomto úseku bylo navrženo z důvodu ochrany životního prostředí v oblasti Malešického náměs-tí (obr. 2).

Za severním portálem tunelu Maleši-ce trasa překračuje mostním objektem plánovanou komunikaci Jarovské spoj-ky, která propojí Jarov s ulicí Želivského.

Mimoúrovňová křižovatka Českobrodská zde umožňuje napojení Městského okru-hu na síť místních komunikací.

T U N E L J A R O V – V A R I A N T Y V1 , V2Po krátkém povrchovém úseku hlavní trasa opět vstupuje do tunelu (obr. 3). Ve variantě V1 je délka levé tunelové trou-by 1 760 m, délka pravé tunelové trou-by je 1 910 m. Hloubený tunel je veden pod křižovatkou na Jarově a pokračuje dál hloubeným tunelem pod Spojovací ulicí. Ta bude v rámci stavby zrekonstruová-na. V oblasti Na Balkáně je navržen most přes Spojovací ulici pro převedení lokální-ho biokoridoru. Pro napojení tunelu Jarov na povrchovou dopravu je ve variantě číslo 1 navržena mimoúrovňová křižovat-ka K Žižkovu.

Dále trasa tunelů podchází Vysočan-ské náměstí. Zde se oba dopravní směry oddělují. Levý ražený tunel je veden západně od Spojovací ulice a jeho por-tál je umístěn před podjezdem pod železniční tratí Libeň-Masarykovo nádraží. Pravý hloubený tunel je veden v ose ulice Spojovací a z důvodu napřímení trasy podchází pod kolejištěm Českých drah a je ukončen až za železničním násypem u MÚK Balabenka (obr. 4).

Varianta V2 se liší odlišným řešením tunelu Jarov v konci trasy. Ve druhé vari-antě tunel Jarov podchází Vysočanské náměstí ve společné trase pod stávají-cí ulicí Spojovací. Délka tunelu je zkráce-na, severní portál je umístěn před stáva-jícím podjezdem pod tratí Českých drah. V této variantě tak odpadá náročná hlou-bená část tunelu pod kolejištěm ČD a levá ražená část tunelu pod pozemní-mi objekty na Vysočanském náměstím. Mimoúrovňová křižovatka K Žižkovu není ve variantě V2 navržena.

Pro napojení MO na ulici Spojovací bude sloužit mimoúrovňová křižovatka Novovysočanská se dvěma křižovatkový-mi rampami.

D V Ě N O V É R A Ž E N É T U N E L O V É V A R I A N T Y

Cílem návrhu variant označených T1, T2 je prověření možnosti vedení MO z oblasti Malešic převážně v raženém tunelu do oblasti Vysočanského náměs-tí. Oproti variantám V1 a V2, které mají

1 2


c y

S T R U C T U R E S


vždy dva samostatné tunely (Maleši-ce, Jarov), dochází v navrhovaných vari-antách T1 a T2 k propojení obou tune-lů a vytvoření jedné souvislé tunelo-vé trasy od Malešic po Balabenku délky cca 2 820 m.

Vedením v nové stopě v úseku Čes-kobrodská-Balabenka dochází k odsunu dopravního uzlu Českobrodská do příz-nivější polohy a zároveń k jeho zjedno-dušení a částečnému přesunu doprav-ních vazeb do podzemí. Nová trasa MO se napřimuje a zkracuje. Trasa MO je v úseku Českobrodská–Spojova-cí vedena v raženém tunelu mimo pro-stor těchto ulic. Dvě zpracované varian-ty směrově i výškově navazují na trasu MO stavba 0094 v tunelu Malešice v km 2,8 a zpět se napojují před pod-jezdem ČD Libeň–Masarykovo nádra-ží do ulice Spojovací v km 5,6. Návrh je alternativní možností vedení MO opro-ti předpokladům ÚP a variantám dolo-ženým v dosud zpracovaných studiích. Nový návrh ražných variant vedení MO ovlivnily zkušenosti z právě probíhají-cí výstavby Městského okruhu v oblasti Letné a Dejvic.

Obr. 1 Praha, umístění stavby Fig. 1 Prague, Layout

Obr. 2 Situace variant tunelůFig. 2 Layout

Obr. 3 MÚK Černokostelecká, varianta V1Fig. 3 Černokostelecká junction, V1

Obr. 4 Tunel Jarov, severní portál, varianta V1Fig. 4 Jarov Tunnel – north portal, V1

3

4


c z B E T O N • 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 5 / 2 0 0 9

S T R U C T U R E S


V A R I A N T A T1Vedení trasy navazuje na ražený tunel Malešice a pokračuje k ulici Českobrod-ské, kterou podchází v hloubeném tune-lu pod stávajícím terénem. Zde je v km 3,25 navrženo nové řešení mimoúrov-ňové křižovatky, které umožňuje napojení MO na Jarovskou spojku a na ulici Česko-brodskou (obr. 5).

Prostorové řešení křižovatky MO s Čes-kobrodskou ulicí má za cíl vytvořit nový prostorový a krajinný prvek. Dopravní koncepce je v souladu s dopravním řeše-ním uspořádána do tří úrovní – podzem-ní vedení tunelů MO, na dně údolí je pak situována okružní křižovatka s přípojný-mi komunikacemi a vjezdy do tunelů, v horní úrovni na úbočích je prostor kři-žovatky uzavřen systémem pěších a cyk-listických tras.

Navržený systém pěších a cyklistických komunikací navazuje na všechny hlavní směry: na Staré Malešice, podél trati ve směru na malešické sídliště a k Náklado-vému nádraží, ve směru na Jarov, Spojo-vací a Žižkov, ve směru na Zelené město,

Obr. 5 MÚK Českobrodská, varianta T1Fig. 5 Českobrodská junction, T1

Obr. 6 MÚK Českobrodská, varianta T1Fig. 6 Českobrodská junction, T1

5

6


d a

S T R U C T U R E S


ulici Mezitraťovou a Hloubětín a ve směru na Hrdlořezy a Českobrodskou k výcho-du. Pro bezkolizní vykřížení s komunika-cemi a plánovanou tramvajovou tratí jsou navrženy lávky a podjezdy pro pěší a cyk-listy (obr. 6).

Trasa MO následně podchází raženým tunelem areál Středního odborného uči-liště Jarov. Trasa v tunelu směrově pře-chází do pravostranného oblouku a pod-chází sídliště Zelené město (km 3,63 až 4,00) podél jeho hranice s komerč-ním centrem Jarov. V km 3,72 pod terén-ním úžlabím začíná niveleta trasy stoupat sklonem 5 % ke křižovatce ulic Spojovací a Pod šancemi. Zde je v km 4,3 navrže-na MÚK K Žižkovu, která umožňuje napo-jení MO na ulici Spojovací. Následně se trasa MO směrově sbíhá s ulicí Spojova-cí. Městský okruh je zde veden v hloube-ném tunelu pod úrovní Spojovací a klesá směrem k Vysočanskému náměstí. Za náměstím v km 5,05 hloubený tunel končí a trasa MO se výškově napojuje na ulici Spojovací před podjezdem pod tratí ČD Libeň-Masarykovo nádraží.

Zde je navržena doplňující větev MÚK K Žižkovu, která umožňuje výjezd z MO od Balabenky na ulici Spojovací na Vysočan-ské náměstí. Za podjezdem ČD jsou navr-ženy rampy MÚK Balabenka, které umož-ňují nájezd z ulice Sokolovské a Českomo-ravské na MO a navíc sjezd z MO od Male-šic do ulice Českomoravské.

V A R I A N T A T2V této variantě není navržena MÚK K Žiž-kovu. To umožňuje snížení nivelety hlav-ní trasy a prodloužení délky ražené tune-lové části. Za křižovatkou ulic Spojovací, Novovysočanská až po km 5,05 je pak trasa MO vedena v hloubeném tune-lu. Za Vysočanským náměstím je navr-žena MÚK Novovysočanská, která umož-ňuje nájezd z Vysočanského náměstí na MO směr Balabenka a sjezd z Městského okruhu v opačném směru.

P O P I S T U N E L O V Ý C H K O N S T R U K C Í

Ražené tunely jsou navrženy podle kon-venční metody (NRTM) s dvouplášťovým ostěním. Primární ostění se předpoklá-

dá ze stříkaného betonu doplněné o hor-ninové kotvy a případně další doplňková opatření na zabezpečení výrubu. S ohle-dem na poměrně komplikované geotech-nické podmínky, složitou dispozici (různé profily dvoupruh/třípruh, změny profilů, rozplety) a lokálně velmi nízké nadloží se zástavbou se předpokládá nutnost využití množství sanačních prací v nadloží tune-lu (sanační a tryskové injektáže, mikropi-lotové deštníky, kompenzační injektáže apod.) a vertikální členění čelby pro sníže-ní dopadů ražby tunelů na okolí. Výstav-ba musí být provázena podrobným geo-technickým monitoringem vlastního tune-lu s nadložím a to včetně sledování vlivů na zástavbu.

Hloubené tunely budou realizovány z povrchu do stavební jámy zajištěné záporovým kotveným pažením, kotve-nou skalní stěnou nebo vysvahováním. Postup výstavby bude spočívat v betoná-ži spodní základové desky, stěn a stropu, v místech se zvýšeným zásypem bude místo stěn s vodorovným stropem vyu-žita klenba. Tloušťky konstrukcí se pohy-bují od 800 mm u stěn a klenby po cca 1 200 mm u stropních desek. Klasic-ké hloubené tunely jsou využity v mís-tech s komplikovanou dispozicí (napojení ramp, portály), v místech, kde jsou spo-lečně budovány další podzemní (i nad-zemní) objekty, a v místech, kde je možné dlouhodobě v průběhu výstavby udržet zábor.

P O R O V N Á N Í V A R I A N T posouzeníVe variantách V1 a V2 je pro trasu MO využita značná část povrchu stávající ulice Českobrodské mezi objekty SOU na Jarově a stávajícími objekty Auto Jarov až k úrovňové křižovatce Jarov. Ulič-ní prostor je zde plně využit hlavní trasou MO a rampami MÚK. Ve variantách T1 a T2 podchází trasa MO ulici Českobrod-skou pod Jarovem tunely. Díky raženým tunelům dochází v území k výrazně men-šímu zásahu a to jak v průběhu výstavby, tak i v konečném stavu.

Ve variantách V1 a V2 se předpokládá využití koridoru ulic Českobrodské a Spo-jovací v délce od Jarova až po Vysočanské

náměstí pro výstavbu hloubených tune-lů. Výstavba hloubeného tunelu v uličním prostoru vyžaduje etapizaci a s tím spo-jené částečné nebo úplné uzavírky těch-to ulic. S tím souvisí i řešení problémů s dopravní obslužností přilehlých objektů. Ve variantách T1 a T2 je z větší části trasa MO řešena raženými tunely. Ražení tune-lů má malý vliv na povrchové komunika-ce a většina problémů s dopravní obsluž-ností přilehlých objektů tak odpadá.

Ekonomickým porovnáním jednotli-vých variant bylo prokázáno, že investič-ní náklady ražených i hloubených tune-lů v městském prostředí se v současné době příliš neliší. Vyšší jednotkové ceny raženého tunelu jsou v případě hloubené varianty doprovázeny řadou vyvolaných investic do infrastruktury, zábory terénu a náklady na etapizací výstavby. Rozdíl celkových nákladů jednotlivých variant se tak pohybuje v rozmezí cca 10 %. Z této skutečnosti vyplývá, že při výběru nej-vhodnější varianty řešení tato otázka není nejvýznamnější kriteriem hodnocení.

Z Á V Ě R

Jednotlivé varianty budou podrobně vyhodnoceny v dokumentaci dle zákona č. 100/2001 Sb. o vlivu stavby na život-ní prostředí (EIA). Na základě posouze-ní této dokumentace bude vybrána nej-vhodnější varianta vedení trasy.

Ing. Michal Hrdlička

Ing. Petr Hanuš

Ing. Martin Daniel

Mott MacDonald Praha, spol. s r. o.

Národní 15, 110 00 Praha 1

tel. 221 412 810


Ing. Pavel Šourek

Ing. Lukáš Rákosník



tel. 296 337 149


Vizualizace:

CTECH, s. r. o. – www.ctech.eu

Artoo, s. r. o. – [email protected]

tunely a podzemnÍ konstrukce - betontks.cz · t Éma development of underground construction...

Documents