Hodnocení stavu prefabrikované předpjaté střešní konstrukce

Popis střešní konstrukce vazníků

Konstrukčně se jedná o montovaný skelet realizovaný v sedmdesátých letech minulého století. Na železobetonové základy a sloupy navazují předpjaté střešní vazníky o modulovém rozpětí 18 m. Vzdálenost příčných vazeb je 6 m a samotný střešní plášť tvoří železobetonové žebírkové panely. Předpjaté vazníky, vybudované kolem roku 1979 (podle dochovaného popisu na vaznících), jsou spínané ze dvou kusů na celkové modulové rozpětí 18 m, viz obr. 3. Kontaktní spára se nachází uprostřed rozpětí. Typový podklad ani původní projektová dokumentace předpjatých vazníků se nedochovaly; pouze na základě dobového popisu lze konstatovat, že se jedná o vazník typu SPV 5-18/9 z roku 1979 (o hmotnosti 5,5 t), viz obr. 4.

Provedenou rešerší bylo zjištěno, že geometricky a staticky má tento typ nosníku nejblíže k vazníku s označením SPP 2/59, viz obr. 2. Vzhledem ke skutečnosti, že řešitelský tým v době hodnocení stavu konstrukce neměl k dispozici relevantní projektovou dokumentaci předpjatých vazníků, bylo třeba veškeré nutné parametry pro výpočet získat podrobným diagnostickým průzkumem.

Diagnostický průzkum

Diagnostika předpínací výztuže

Hlavním cílem diagnostického průzkumu bylo nalezení trajektorie vedení předpínací výztuže a zhodnocení případného korozního stavu patentovaných drátů semidestruktivním testováním. Nejprve bylo nutné provést nedestruktivní skenování vedení předpokládaných drah předpínací výztuže radarem PS 1000 X-Scan od společnosti HILTI, viz obr. 5. Jednotlivé nasnímané rastry byly poté přesně v CAD softwaru promítnuty do zaměřeného tvaru vazníku a takto byla vynesena trajektorie předpínací výztuže (obr. 6) pro následující etapu semidestruktivní sondáže.

Pro zjištění stavu předpínací výztuže v nosné konstrukci bylo třeba otevřít na základě nedestruktivního průzkumu vrtané sondy na předpínací výztuž s využitím příklepového vrtání vrtákem s tvrdokovovou korunkou.

Po otevření vrtaných sond následovalo vizuální zhodnocení stavu odkryté předpínací výztuže a také kontrola stavu betonu v prostoru vrtané sondy (obr. 7). V otevřených sondách k výztuži byl proveden orientační test pH betonu širokospektrálním Rainbow indikátorem. Všechny sondy potvrdily pH betonu v rozmezí 11,0–13,0, tedy silnou zásaditost okolního betonu a zachovanou pasivační schopnost. U přístupných kotev předpínacího systému nosníků byla provedena endoskopická defektoskopie oblasti prostoru za kotvami – skrze injektážní otvory v kotevních kuželících, viz obr. 8, byla protažena inspekční kamera endoskopu. Obdobně jako u mostní zvedané předpínací výztuže byla zastižena sednutá injektáž v oblasti za kotvou, na povrchu jednotlivých drátů byly patrné stopy injektáže (šedé zabarvení), skrze které na povrch vystupovaly lokální skvrny povrchové koroze (obr. 9).

Diagnostika kontaktních spár

Každý vazník je sestaven ze dvou dílců, které jsou navzájem sepnuty s kontaktní spárou uprostřed rozpětí. Z tohoto důvodu je v případě porušení předpínací výztuže tato oblast kritickým místem vazníku.

S cílem ověření případného tahového porušení v místě kontaktních spár (rozevírání spár uprostřed rozpětí) střešních předpjatých vazníků, které by poukazovalo na pokles předpínací síly např. vlivem koroze předpínacích drátů, byla provedena vizuální diagnostika těchto kontaktních spár. Vizuální diagnostika spočívala v obrusu (obr. 10) navrstvených nátěrů a povrchové vrstvy betonu s odsáváním prachu v místě spáry a v kontrole případných trhlin v dobetonávce mezi jednotlivými dílci spínaných vazníků „trhlinoměrkou“ (pouze v případě zastižení trhlin).

Vyhodnocení chemických rozborů betonu

S ohledem na umístění několika vazníků nad prostorem marinovacího sklepa s vyšší koncentrací solných a octových aerosolů byly odebrány práškové vzorky betonu pro laboratorní testování odolnosti betonové konstrukce vůči agresivnímu okolnímu prostředí. Ze stanovených hodnot koncentrace chloridových a hydroxidových iontů byl vypočítán jejich poměr, pro který platí předpoklad vyššího rizika iniciace koroze výztuže v případě, že je cCl^-/cOH^- > 0,6. U žádného z 35 vzorků se neprokázal vyšší poměr koncentrací, než je rozhodující mez 0,6, což korespondovalo i s nálezy semidestruktivních sond.

Ověření zatížitelnosti

Následné ověření zatížitelnosti vazníků navazuje na provedený diagnostický průzkum haly. V použitém výpočtovém modelu byla maximální snaha zohlednit skutečný stav, tj. skutečný tvar vazníků, materiálové charakteristiky použitého betonu a předpínacích drátů, stav předpětí a skutečné zatížení. Aby bylo možné dostatečně věrohodně vystihnout skutečný stav zatížení střešní konstrukce, byla provedena prohlídka stávajícího stavu. Skutečné zatížení působící na střešní konstrukci tvořil vlastní střešní plášť včetně střešních panelů SZD 34-150/600, podhledy, podvěšené VZT jednotky a potrubí, konstrukce dostavované obloukové střechy, tíhy strojoven a VZT jednotek na střeše. Vzhledem ke skutečnosti, že střecha je „dvojitá“, existuje možnost současného působení proměnného užitného zatížení současně se sněhem.

Pro prověření chování vazníku v čase byl zvolen model v softwaru Scia Engineer s modulem TDA (Time Dependent ­Analysis) [1], viz obr. 11. Při použití tohoto modulu lze vazník posuzovat jako časově závislou analýzu, tedy aplikovat jednotlivá působící zatížení v odpovídajících časových uzlech. Díky tomuto postupu lze správně vyhodnotit reologické vlivy betonu (dotvarování a smršťování) a časově závislé ztráty předpětí, které mají vliv na výsledné chování vazníku na konci životnosti. S ohledem na možnosti programu modelovat daný typ předpínacích drátů bylo nutno použít reologický model podle ČSN 73 1201 [2].

Geometrie předpětí byla modelována na základě provedené diagnostiky. Zvedaná lana ve spodní pásnici byla v modelu napnuta na hodnotu 1 120 MPa. Kabely byly napínány z obou stran pro maximální eliminaci ztrát třením. Montážní kabely v horní pásnici byly předepnuty hodnotou 135 MPa. Tento kabel byl napnut z jedné strany. Hodnota počátečního napětí horních lan byla odvozena na základě předpokladu, že při montáži by nemělo dojít k otevření spáry uprostřed rozpětí. Obdobná hodnota byla použita např. v publikaci [3].

Pokluz lan při zakotvení byl uvažován 8 mm na obou koncích. Pro snížení kapacity relaxace předpětí a tím pádem i ztrát předpětí bylo inicializační napětí σ_in = 1 120 MPa podrženo po dobu t_cor = 2 minuty. Součinitel tření byl uvažován hodnotou μ = 0,35. Nezamýšlená úhlová změna byla uvažována hodnotou k = 0 m^-1. Tímto postupem se ve fázi předpínání dosáhlo tlakového namáhání po celé výšce ve spáry uprostřed rozpětí, viz obr. 12. Krátkodobé ztráty předpětí lan při spodním povrchu byly výpočtem vyčísleny na 12 % a celkové dlouhodobé na 24 % původní hodnoty inicializačního napětí.

Pro posouzení byl vybrán nejvíce zatížený vazník podle provedeného průzkumu skutečného zatížení na střeše. Posudky byly provedeny na základě již neplatné ČSN 73 1201 [2] a podle aktuální ČSN EN 1992-1-1 [4], pro odpovídající kombinace zatížení. Z hlediska omezení napětí od provozní kombinace (posouzení napětí ve spáře) je podle [2] vazník využit na 100 %, napětí ve spodních vláknech dosahuje –0,5 MPa. Posouzení dekomprese podle [4] od časté kombinace rovněž vyhovuje (napětí při spodních vláknech dosahuje 0,2 MPa a lana jsou 49 mm uvnitř tlačené oblasti. Napětí ve spodních vláknech od charakteristické kombinace však dosahuje již kladných hodnot (2,6 MPa), tj. za současného působení užitného zatížení a sněhu. V následném ověření únosnosti bylo zjištěno, že nejvíce zatížený vazník je z hlediska namáhání na účinky ohybu využit uprostřed rozpětí na 94 % na základě [2], resp. 90 % podle [4]. Využití z hlediska smyku v kritických průřezech je na 69 % podle [2], resp. 74 % na základě [4].

Vazníky tedy podle současné analýzy vyhovují, avšak nemají téměř žádnou rezervu. Z výpočtu plyne, že v důsledku působení nahodilého zatížení (sněhu) může dojít k otevření spár mezi jednotlivými prefabrikáty vazníků. To není z hlediska ochrany výztuže proti korozi příznivé. Pro pokračující provoz bylo doporučeno následující:

• Provést ověřovací provozní zatěžovací zkoušku vybraných vazníků a prověřit tím otevírání spáry mezi prefabrikáty vazníku při případném působení zatížení sněhem.
• V prostorách výroben chránit spodní pás vazníků proti vniknutí vlhkosti vhodným nátěrem.
• Neprovádět žádné další nadstavby a instalace VZT jednotek, které by měly za následek zvýšení působících zatížení.
• Odklízet sníh ze střechy tak, aby hmotnost sněhu na zemi nepřekročila 70 kg/m².
• Vypracovat plán stanovení hmotnosti sněhové vrstvy a případného odklízení sněhu.
• Omezit užitné zatížení v meziprostoru mezi původním zastřešením a nově zřízeným zastřešením z dřevěných obloukových prvků na 50 kg/m².
• Nekotvit instalace do spodní příruby vazníků a poškozovat tak předpínací výztuž vazníku.
• Provádět pravidelné prohlídky haly (minimálně 1 × za pět let).

Statická zatěžovací zkouška

Primárním cílem měření bylo ověřit únosnost vazníku na požadované zatížení. K dalším cílům měření patřilo ověření velikosti průhybu od zatížení a srovnání s výpočetním modelem a ověření limitu/kapacity tlakové rezervy předpjatého vazníku pro případný vznik rozevření příčné spáry v polovině rozpětí (tzn. vyčerpání tlakové rezervy od předpětí).

Zatížení vazníku bylo provedeno čtyřmi IBC nádržemi o objemu 1 000 l, naplňovanými vodou, viz obr. 13 a obr. 14. Maximální navržené předpokládané zatížení činilo tedy 4 × 10 kN, v součtu 40 kN. Takto bylo simulováno přídavné zatížení sněhem. Rozmístění nádrží po délce vazníku proběhlo tak, aby bylo vyvozeno rovnoměrné namáhání od přídavného zatížení ve střední části vazníku, kde se nachází spára. Nádrže byly upnuty popruhy mezi dva dřevěné rošty na spodní i horní hraně nádrže. Celá sestava byla dále zavěšena dalšími popruhy na vazník přes ocelovou tyč ∅ 60 mm, která byla vsunuta do předvrtaného otvoru ve stojně vazníku. Mezi nádrž a vazník byl přes ­třmeny zavěšen siloměr pro měření působící síly. Takto byly osazeny siloměry na dvou nádržích. Sestava třmenů byla navržena tak, aby nedocházelo k vychýlení siloměrů od svislice a tím k nežádoucímu zkreslení měřené síly. Další dvě nádrže byly zavěšeny bez siloměrů.

Plnění vodou se uskutečnilo v intervalech po cca 200 l na jednu nádrž. Nádrže byly plněny postupně. Měřený interval síly se kontroloval siloměry na dvou nádržích, na zbývajících dvou pak byla kontrolována odpovídající hladina vody. Mezi intervaly zatěžování se čekalo na ustálení měřených hodnot poměrných přetvoření a deformací v souladu s [5]. Po dosažení maximálního možného zatížení (kdy byly všechny nádrže naplněny) a po ustálení měřených veličin byly nádrže vypuštěny.

Na střešním vazníku bylo osazeno šest indukčnostních snímačů typu WI na Hollanových můstcích (HM) pro sledování změn deformace pracovní spáry a blízkého okolí v polovině rozpětí vazníku na základě délky 200 mm, viz obr. 15 a obr. 16, pět indukčnostních snímačů typu WA pro sledování ­svislé deformace v podporách, cca 3,5 m od podpor a v polovině rozpětí, dvě teplotní čidla Pt100 pro sledování změny teploty vzduchu v okolí vazníku i nad podlahou v průběhu zkoušky a dva siloměry U9C na dvou vybraných nádržích na vodu pro sledování velikosti zatížení na střešní vazník. Pozice snímačů dráhy měřících svislou deformaci střešního vazníku byla volena tak, aby zachytila průhyb od zatížení v polovině rozpětí, zatlačení podpor a pozici vedle zatěžovacích nádrží – a to blíže k podporám (cca 3,5 m od podpor). Odečtením hodnot v podporách bylo možno dopočítat „čistý“ průhyb od zatížení. Na obr. 17 je zobrazen vybraný průběh změn deformace spáry v dolní pásnici během zatěžovací zkoušky. Naměřené změny deformací jsou velice malé, téměř na hranici použitelnosti zařízení, a proto je v záznamu značný „šum“ naměřených dat. Určitý trend rozevírání spáry však patrný je. Kdyby byla změna rozevření výrazně větší (řádově 0,1 mm), znamenalo by to vyčerpání tlakové rezervy od předpětí.

Z naměřených dat lze usoudit, že k rozevření spáry uprostřed zatěžovaného nosníku nedošlo; tlaková rezerva od původního předpětí z doby výstavby tedy nebyla zatížením působícím v rámci zatěžovací zkoušky vyčerpána.

Pro následný rozbor chování vazníku byl použit prutový model, jímž byla posouzena zatížitelnost vazníků. Časová osa zatížení modelu byla upravena podle zkoušeného vazníku a času zatěžovací zkoušky. Pro vystižení reálné tuhosti byl zaveden předpoklad, že stropní panely tvoří s vazníkem efektivní průřez b_eff, vypočtený podle [4]. Je uvažováno, že stropní panely tak přispívají k celkové ohybové tuhosti díky zmonolitnění na stavbě, viz obr. 18. Tento předpoklad byl do výpočtu zaveden formou násobitele momentu setrvačnosti Iy. Součinitel zvýšení momentu setrvačnosti pro výpočet dosahoval 2,7 uprostřed rozpětí a 3,11 v podpoře. Dále bylo uvažováno s částečným vetknutím vazníků v podpoře. Byly proto posuzovány dvě varianty – první s ideálním kloubem v podporách (volné po­otočení), druhá s plným vetknutím (zabránění pootočení) ve fázi po předepnutí vazníků.

Při následném ověření naměřených výsledků výpočtovým modelem s variantou kloubu či vetknutí v podporách, obr. 19, bylo zjištěno, že naměřeným průhybům při SZZ odpovídá 39% hodnota tuhosti v pootočení mezi kloubem a vetknutím. Jedná se však o pouhý odhad skutečného působení vazníku spolu se stropními panely. Částečné zabránění po­otočení v podporách může být dáno zmonolitněním oblastí nad sloupy mezi podporami vazníků či ztužením dostavovanou obloukovou střechou. Tento předpoklad však nebylo možné u vyšetřovaného vazníku ověřit.

Závěr

Byl proveden diagnostický průzkum a statický posudek více než čtyřicet let starého komplexu hal s potravinářskou výrobnou. Z hlediska diagnostiky byla konstrukce rozdělena na tři korozní celky – bez ovlivnění přepínací výztuže v oblasti suchých skladů a dílen, s mírným ovlivněním ve vlhkém provozu potravinářské linky a s vyšším rizikem koroze v prostoru marinovacího sklepa. Byla přijata opatření pro zvýšení odolnosti vazníků v prostoru marinovacího sklepa aplikací penetrujících inhibitorů koroze. Posouzením únosnosti na aktuálně vyšší působící zatížení, než bylo zamýšleno ve fázi projektu, se zjistilo, že vazníky vyhovují, avšak bez rezervy. Provedené práce umožnily provozovat spolehlivě konstrukci v dalších letech za zlomek nákladů, ke kterým by vedlo alternativně navrhované podepírání konstrukce autory [3].

Následnou statickou zatěžovací zkouškou bylo prověřeno otevření středové příčné spáry a ověření chování vazníků na přídavné nahodilé zatížení. Výsledky zkoušky prokázaly, že tlaková rezerva ve spáře nebyla vyčerpána.

Při porovnání skutečného chování vazníku s předpokládaným (předpjatý prostý nosník) je zřejmé, že díky přítomné míře tuhosti v po­otočení v uložení se vazník chová lépe oproti předpokládanému výpočtovému chování, středová spára je více tlačená.

Díky provedenému diagnostickému průzkumu byl spolehlivě zjištěn stav předpínací výztuže. I v případě zjištění nedokonalé injektáže je možno provést dodatečnou injektáž moderními prostředky a metodami, které nemusely za dob výstavby těchto konstrukcí existovat. Lze takto zajistit dodatečnou ochranu předpínací výztuže.

Pokud není ohrožena kvalita betonu i předpínací výztuže a je proveden podrobný rozbor zatížení i následná statická analýza, není důvod k předčasným sanacím. Je zřejmé, že v případě spolupráce majitele s kvalifikovaným odborníkem lze provést diagnostický a statický průzkum. Oproti jiným alternativám, jako je např. navrhované podepírání vazníků ocelovými dodatečnými konstrukcemi navrhovaný autory [3], které navíc mohou narušit dispozici výrobní haly a samotný provoz, vyjde průzkum na zlomek nákladů.

Poděkování

Článek vznikl s přispěním výzkumného projektu Technologické agentury ČR č. CK01000042 Upřesnění zbytkové únosnosti předpjatých mostů a projektu č. FW01010392 Pokročilý návrh konstrukčních detailů/prvků vybavený strojovým učením. Na projektu se jako spoluautoři podíleli: Ing. Lukáš Bobek, Ing. Jan Koláček, Ph.D., doc. Ing. Radim Nečas, Ph.D., Ing. Martin Olšák, Ing. Michal Požár, Ph.D., Ing. Jiří Strnad, Ph.D., Ing. Adam Svoboda, Ing. Ondřej Šimek, doc. Ing. Miloš Zich, Ph.D., z Fakulty stavební VUT v Brně.

Zdroje:

[1] Scia Engineer 21.1. A Nemetschek Company [on-line], [cit. 2023-06-19]. Dostupné z: https://www.scia.net/cs/scia-engineer.

[2] ČSN 73 1201 Navrhování betonových konstrukcí, 1986.

[3] RADA, S.; J. HEJL a kol. Dodatečně předpjaté konstrukce střešních vazníků, 1. díl. Stavebnictví, 01–02/21, s. 18–23. Praha: INFORMAČNÍ CENTRUM ČKAIT s.r.o.

[4] ČSN EN 1992-1-1 ed. 2: Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby. Praha: ÚNMZ, 2011.

[5] ČSN 73 2030 Statické zatěžovací stavebních konstrukcí, květen 2019.