2006 M OSTY A VOZOVKY

4/2006

MOSTY A VOZOVKY

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

SOUTĚŽ ČBS

O TITUL

VYNIKAJÍCÍ MOSTY

BETONOVÁ KONSTRUKCE V KATEGORII

5 8 / DI

/8

RUHÝ MOST

NCHEON

2 6 / VMI N C I C 2 0 0 5 OST

HABOTTE

–

VÍTĚZ SOUTĚŽE INOVACÍ

V KATEGORII MATERIÁLŮ

BETÓNY

PRE STAVBU

D1 V ÚSEKU VRTIŽER–HRIČOVSKÉ

DIAĽNICE

SVAZ VÝROBCŮ BETONU ČR Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 tel./fax: 261 215 769 e-mail: [email protected] www.svb.cz

PODHRADIE

1 6 / ES VLIV ASR

TERMINÁLU PRAZE-RUZYNI

STAKÁDA A PLOŠINA U EVER

2

V

NA ÚNOSNOST

A SPOLEHLIVOST MOSTŮ

SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ Sirotkova 54a, 616 00 Brno tel.: 541 421 188, fax: 541 421 180 mobil: 602 737 657 e-mail: [email protected] www.sanace-ssbk.cz, www.ssbk.cz

/38

ELASTICKÉ

VLASTNOSTI

BETONU Z VÍCEÚROVŇOVÉ HOMOGENIZACE

/42

30/P

RVÉ POUŽITIE EXTERNÝCH PREDPÍNACÍCH KÁBLOV Z UHLÍKOVÝCH VLÁKIEN

VSL SYSTÉMY (CZ), S. R. O. ČESKÁ BETONÁŘSKÁ SPOLEČNOST ČSSI Samcova 1, 110 00 Praha 1 tel.: 222 316 173 fax: 222 311 261 e-mail: [email protected] www.cbz.cz

/24

/6 MOSTY

SEVERNÍHO

ŠPANĚLSKA

/62

Ročník: šestý Číslo: 4/2006 (vyšlo dne 15. 8. 2006) Vychází dvouměsíčně Vydává BETON TKS, s. r. o., pro: Svaz výrobců cementu ČR Svaz výrobců betonu ČR Českou betonářskou společnost ČSSI Sdružení pro sanace betonových konstrukcí

OBSAH

Vydavatelství řídí: Ing. Michal Števula, Ph.D. Šéfredaktorka: Ing. Jana Margoldová, CSc. Předplatné a distribuce: Kateřina Jakobcová, DiS

ÚVODNÍK O K U LT I VAC I K VA L I T Y Milan Kalný

/2

TÉ M A A U T O M O B I LOVÁ D O P R AVA V P R A Z E – Z Á K L A D N Í T E N D E N C E V Ý V O J E O D R O K U 1991 Jan Adámek /3

OBR A ZOVÁ

/5

/6

/38

Petr Vítek

VĚDA

PŘÍLOHA

VSL S Y S T É MY (CZ), S . R . O .

A VÝZKUM

ELASTICKÉ

V L A S T N O S T I B E T O N U Z V Í C E Ú R OV Ň OV É

H O M O G E N I Z AC E

Vít Šmilauer, Zdeněk Bittnar

/42

KONSTRUKCE O TITUL

VYNIK AJÍCÍ MOSTY

A N A LÝ Z A B E T O N OVÁ

/8

KO N S T R U KC E V K AT EG O R I I

N OV É T R E N DY V E V Ý S TAV B Ě B E T O N OV ÝC H V C H O R VAT S K U Zvonimir Marić, Damir Tkalčić

MOSTŮ

/12

B E T Ó N OV É KO N Š T R U KC I E N A D I A Ľ N I C I D1 V R T I Ž E R -H R I Č OV S K É P O D H R A D I E Gabriel Tevec

M AT E R I Á LY

GFRP

Z H Ľ A D I S K A I C H P O U Ž I T E Ľ N O S T I A KO P R E D P Í N AC Í C H J E D N OT I E K V B E T Ó N OV ÝC H N O S N Í KO C H

Ľudovít Naď, Anton Bajzecer

NOR MY •

JAKOST

•

/47

CERTIFIK ACE

V P LY V U N O R M Á LOV E J S I LY V Ž E L E ZO B E T Ó N OV ÝC H

/16

P R V KO C H

/52

Ivan Harvan

V ÚSEKU

/20

B E T Ó N Y P R E S TAV B U D I A Ľ N I C E D1 V R T I Ž E R –H R I Č OV S K É P O D H R A D I E Igor Halaša

V ÚSEKU

M O S T C H A B OT T E – V Í T Ě Z S O U T Ě Ž E 2005 V K AT EG O R I I M AT E R I Á L Ů Karel Dahinter

I N OVAC Í

SPEKTRUM DRUHÝ MOST INCHEON Pavel Hustoles

A TECHNOLOGIE

/58

VINCI

Z U H L Í KOV ÝC H V L Á K I E N N A ZO S I L N E N I E M O S TA V

/30

Ilustrace na této straně a na zadní straně obálky: Mgr. A. Marcel Turic Sazba: 3P, s. r. o., Staropramenná 21, 150 00 Praha 5 Tisk: Libertas, a. s. Drtinova 10, 150 00 Praha 5 Změna adresy vydavatelství a redakce: Beton TKS, s. r. o. Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 www.betontks.cz Redakce, objednávky předplatného a inzerce: tel./fax: 224 812 906 e-mail: [email protected] [email protected] Roční předplatné: 540 Kč (+ poštovné a balné 6 x 30 = 180 Kč), cena bez DPH

M O S T Y S E V E R N Í H O Š PA N Ě L S K A – O D B O R N Á E X K U R Z E ČBS

/62

SE M I N Á Ř E ,

/64

Za původnost příspěvků odpovídají autoři. Označené příspěvky byly lektorovány.

KO N F E R E N C E A SY M P OZ I A

/26

P O U Ž I T I E E X T E R N ÝC H P R E D P Í N AC Í C H K Á B LOV

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

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

AKTUALITY /24

RAKÚSKU Johann Horvatits, Vladimír Benko, Johann Kollegger

M EC H A N I C K ÝC H V L A S T N O S T Í T YČ Í

M E DZ N É S TAV Y V Z N I K U A Š Í R K Y T R H L Í N P O D Ľ A EN 1992-1-1 S U P L AT N E N Í M

E S TA K Á DA A P LO Š I N A U L E T I Š T N Í H O T E R M I N Á LU S E V E R 2 V P R A Z E -R U Z Y N I Milan Kalný, Jan Komanec, Vladimír Engler

PRVÉ

A L K A L I C KO - S I L I K ÁT OV É R E A KC E N A Ú N O S N O S T

A SPOLEHLIVOST MOSTNÍCH OBJEKTŮ

VSL S Y S T É MY (CZ), S . R . O .

S O U T Ě Ž ČBS

/35

SANACE VL I V

P R O F I LY

STAV E B N Í

D E F I N I T I V N Í O S T Ě N Í T U N E LU K L I M KOV I C E Vladislav John, Lubomír Kosík

Redakční rada: Doc. Ing. Vladimír Benko, PhD., Luděk Bogdan, Doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc., Ing. Zdeněk Gärtner, Ing. Jan Gemrich, Doc. Ing. Petr Hájek, CSc. (předseda), Doc. Ing. Leonard Hobst, CSc. (místopředseda), Ing. Jan Hutečka, Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc., Ing. MIlan Kalný, Ing. arch. Patrik Kotas, Ing. Jan Kupeček, Ing. Pavel Lebr, Ing. Milada Mazurová, 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.

FIREMNÍ

Foto na titulní straně: Estakáda u letištního Terminálu Sever 2 v Praze-Ruzyni, foto: Milan Kalný

P R E Z E NTAC E

MOBILNÍ BETONÁRK A CIFA COMPACTEASY 1500

/19

EXPO MOKRÁ 2006

/29

BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2006

BETON TKS je přímým nástupcem časopisů Beton a zdivo a Sanace.

1

O

K U LT I VAC I KVA L I T Y Milé čtenářky, vážení čtenáři,

jsem přesvědčen, že kvalitní věci a kvalitní výkony nevznikají naráz, ale musí se začít ve vhodnou chvíli na správném místě, a pak celá léta pěstovat. Stačí chvilka nepozornosti nebo pohodlnosti a kvalita je pryč. Zvláště ty poslední kroky před cílem jsou vždycky nejtěžší. Na začátku je dobrý nápad, pak se nám věc rychle zlepšuje a nakonec každý malý krůček dál stojí nepředstavitelné úsilí. Nejhorší je překonávat zavedené pravdy „takhle to stačí“ a „takhle se to dělalo vždycky“. Kvality prostě není nikdy dost. Jakmile nastane dostatek základních potřeb, a tuto fázi máme většinou už zvládnutou, představuje kvalita další krok ve vývoji společnosti. Kvalita však není luxus a marnivost, to jsou zbytečnosti, které jen provokují a předvádějí samy sebe. Kvalitní věci se obvykle vzájemně dobře snášejí, jedna nevylučuje druhou. Dokonce platí, že mezi různými kvalitami dochází k interakci a násobení účinku. Máme-li rádi posezení na kvalitní židli, rádi přitom vychutnáme třeba kvalitní kávu, podíváme se na kvalitní obrázek nebo si přečteme kvalitní názor. Neměly by nás přitom tlačit boty, ani být příliš horko nebo zima. A pak nás možná přitom posezení napadne i nová kvalitní myšlenka. Kvalita však není čin nebo myšlenka, je to program. Kvalitu kultivuje prostředí a tradice. Vezměte si třeba takového zahradníka. Ti nejlepší si předávají zkušenosti přes celá pokolení. Zřejmě na odpozorování přírodních zákonů, anebo například na zjištění, že tudy cesta nevede, často ani jeden život nestačí. Vytvořit zahradu není věc nápadu, ale i roků každodenní péče, zalévání, stříhání, zkoušení a posuzování, přesazování a uklízení. A stačí trocha nedůslednosti nebo nepřízeň počasí a můžeme začít znovu. Pohled kolemjdoucího ocení vyváženost, dokonalost a přirozenost detailu i celku, ale jen ten, který věc zkusil vlastníma rukama, ví, o čem je řeč. Dlouhá tradice se nedá přeskočit, ani rychle naučit. Dají se zvládnout jednotlivosti, ale zavést do praxe fungující a stabilní program dá dost práce. Asi není náhodou, že kvalitní věci a prostředí si často spojujeme se zeměmi, kde tradice, kontinuita a stabilita patří k základním hodnotám většiny lidí. Možná proto nás něco přitahuje k zemím jako jsou například Švýcarsko, Skandinávie, Anglie, Japonsko, možná i proto hodně lidí rádo navštěvuje historické památky a zachované přírodní parky. Také kvalitní výkony vyžadují nejenom talent, ale i spoustu úsilí a dřiny. Dejme tomu špičkový sportovní výkon. Od útlého mládí je třeba pilovat každý pohyb a souhru, trénovat kondici, posilovat psychiku a pěstovat zdravé sebevědomí. Po létech tréninku přijde jednou možnost předvést vše na veřejnosti. Ti, kteří na to nestačí nebo nemají, cestou možná odpadnou, ale i na nich ten kus života strávený na cestě zanechá určitě pozitivní stopy. Dostat se až na vrchol chce i trochu štěstí, ale to přeje, jak známo, jen připraveným. A všichni pak ocení osobnosti, které kvalitní výkony v nejužší špičce dokážou zopakovat a pravidelně vítězit mezi téměř stejně připravenými soupeři. Tradice, konzervatizmus a stabilita přejí i smyslu pro fair play, ocenění individuality a umožňují natrénovat kvalitní postoje v mezních situacích. Vyspělost lidí se projeví, když dokáží ocenit přínos těch dru2

hých, uznat práci kolegy, kritika nebo soupeře, když tolerují vlastní výběr jiné cesty, když se nesníží k závisti. Asi všichni uznáme, že na cestě ke kvalitě prostředí a ke kvalitním vztahům je ještě hodně práce a potřebné kultivace. Dobrá kvalita má nejen smysl a cenu, dobrá kvalita má i své náklady. Stavebnictví je tradiční obor a profese, pokládám ho spíše za dobře zorganizovanou řemeslnou činnost než průmysl nebo umění. A asi těžko si budete vybírat kvalitního řemeslníka nebo jeho dílo na základě nejnižší ceny, jak se u nás obvykle děje. Každý projekt je velmi individuální nápad, jak umístit a zajistit požadované funkce v daném prostředí. Zkušenosti, reference, nasazení, inspirativní prostředí a pracovní tým jsou předpokladem pro vznik dobrého díla. Pokud se vybírá, zejména v úvodní fázi přípravy, projekt na bázi nejnižší ceny, je to naprosto absurdní. Když není zadavatel schopen kvalitně připravit zadání a provést rozhodnutí o výběru, když neexistuje jistota a důvěra v osvědčené partnery, je třeba uplatňovat ceníky prací tak, jak se postupuje i v jiných intelektuálních činnostech. Nedovedu si představit, že bych si vybíral například lékaře nebo advokáta podle nejnižší ceny. Přitom ve stavebnictví projekt ovlivňuje často podstatně větší náklady. Pokud je projektem úplně a přesně popsán rozsah díla a požadavky na jeho kvalitu a provedení, zní logicky, pokud se zhotovitel stavby vybírá podle nejnižší ceny. Ale i zde jsou úskalí. Těžko lze čekat, že stavbu řádně provede ten, kdo nemá v dané specializaci zkušenosti. Naopak pokud zhotovitel má zkušenosti a chce přistoupit na určité riziko, nemá smysl, aby mu zadavatel bránil ve změnách, které buď zjednoduší provádění, usnadní budoucí údržbu nebo dokonce přinesou kvalitativní zlepšení celého projektu. Samozřejmě za spravedlivou cenu v rámci podané nabídky. Bohužel velmi často se setkáváme se snahou přes změny projektu navrhovat sníženou kvalitu řešení nebo dodatečně si zvýšit rozpočet. Změny by se však neměly zavrhovat jen z důvodu, že to přinese potíže. K řešení potíží tu přece všichni jsme. Někdy dokonce ti, kteří mají kvalitu života a prostředí jako poslání, svou činností resp. nečinností brání zlepšení kvality. Ale po pravdě, odpovědné a velkorysé rozhodování v pozici investora představuje snad to nejsložitější právě z hlediska ceny a kvality, i souvisejících rizik. O to více je třeba vážit si každé akce, věci, názoru a postoje, které se podařily. Naše odborná společnost a její časopis představují nesporně kvalitu, která má zdravé kořeny, dobrou kondici a spoustu příznivců. Není to vůbec samozřejmé, ale nepokazme si to. Teď je třeba ještě hodně usilovné péče, vystříhávání vlků, jemného kropení a šlechtění. Mám takovou vizi, že jednou, třeba za sto let, přijdou naší následovníci do útulné budovy, usadí se do pohodlných klubovek, dají si dobrou kávu a s přáteli proberou, co je nového. Ze stěn budou přihlížet portréty ctihodných osobností, které se zasloužily o učenou betonářskou společnost. Že je to jen sen? Tak si zajeďte pro inspiraci třeba do No.1 na Great George Street do anglické Institution of Civil Engineers.

Ing. Milan Kalný předseda České betonářské společnosti


4/2006

AUTOMOBILOVÁ DOPRAVA V PRAZE – ZÁKLADNÍ TENDENCE VÝVOJE OD MOTOR CAR TRAFFIC IN PRAGUE – TENDENCIES SINCE 1991 JAN ADÁMEK V posledních desetiletích především ve větších městech ČR a zvláště v Praze automobilová doprava s přibývajícími počty vozidel a nárůstem provozu stále více ovlivňuje obyvatele i městské prostředí. V automobilové dopravě České republiky zaujímá hlavní město Praha specifické postavení, projevující se v nadprůměrně vysokých intenzitách i dopravních výkonech ve srovnání s jinými českými městy nebo s dálnicemi a silnicemi v extravilánu. The motor car traffic in cities in a phenomenon which increasingly affects both the people and urban environment as the number of vehicles and the traffic grow. This is especially true in the last decades for larger Czech cities and particulary for Prague. The position of the Capital of Prague in car traffic in the Czech Republic is specific, as evidenced in outstandingly high volumes and vehicle kilometre values in comparison with other Czech cities or countryside motorways and highways.

ROKU 1991 BASIC DEVELOPMENT

byla křižovatka 5. května – Jižní spojka (215 000 vozidel za den). Nejzatíženější úrovňovou křižovatkou v roce 2005 byla křižovatka Anglická – Legerova (74 000 vozidel za den). Průměrná obsazenost osobních automobilů v roce 2005 byla 1,4 osob na vozidlo. Převažující část nárůstu automobilové dopravy v Praze po roce 1990 je způsobena osobními automobily. Vysoký nárůst osobní automobilové dopravy v Praze po roce 1989 je způsoben řadou vlivů, z nichž rozhodující jsou dále uvedené jevy: • zvyšuje se celkový počet cest po městě, související zřejmě s rozvojem podnikání a se změnou životního stylu obyvatelstva • vzrůstá počet osobních automobilů, které denně přijíždějí do Prahy z ostatního území státu nebo ze zahraničí (za obdoObr. 1 Dopravně kritická místa v Praze, rok 2005 Fig. 1 Intersections and streets with frequent congestions, 2005

Vývoj automobilového provozu na území hlavního města Prahy od roku 1991 je charakterizován následujícími základními tendencemi: Od roku 1991 rostl počet automobilů i intenzity automobilové dopravy v Praze takovým explozivním tempem, které nemělo – s výjimkou měst v bývalé NDR – v Evropě obdoby. Celkově se denní dopravní výkon (počet ujetých kilometrů všech motorových vozidel na území Prahy) zvýšil za posledních patnáct let (1991 až 2005) ze 7,3 mil. vozokm/den na 19,9 mil. vozokm/den, tedy o 12,6 mil. vozokm/den. Automobilový provoz v Praze tak v uplynulých patnácti letech narostl více než za předcházejících sto let existence automobilizmu (od konce 19. století až do roku 1990). V porovnání s nárůstem automobilové dopravy na dálnicích a silnicích České republiky byl nárůst v Praze v tomto období cca 1,5krát vyšší. V širší oblasti centra města automobilová doprava každoročně vzrůstala až do roku 1998, kdy dosáhla zatím historického maxima a od té doby víceméně – s mírnými výkyvy – stagnuje. Zastavení nárůstu intenzit v centru města v posledních sedmi letech je způsobeno tím, že ve špičkových obdobích již dopravní nároky na řadě míst dosáhly kapacitních mezí klíčových křižovatek a přetížení komunikační sítě již nemá bodový, nýbrž plošný charakter. Ve středním pásmu města doprava od roku 1990 trvale a výrazně roste a ve srovnání s rokem 1990 se na některých komunikacích zvýšila trojnásobně až čtyřnásobně. Ve vnějším pásmu města automobilový provoz od roku 1990 rovněž trvale vzrůstá. Nejzatíženějším úsekem na pražské komunikační síti v roce 2005 byla Jižní spojka v úseku 5. května–Vídeňská, kde projíždělo 130 000 vozidel za den (0–24 h). Nejzatíženějším mostem v Praze v roce 2005 byl Barrandovský most (130 000 vozidel za den). Nejzatíženější mimoúrovňovou křižovatkou v roce 2005 BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2006

3

DÝd]XW\bS\hWbgOcb][]PWZ]d{R]^Òdgd>ÒhSOdv@''µ #

2]^Òd\dÝY]\gOcb][]PWZ]d{R]^Òdg'$µ $

>`×[`\Ý^ÒQ]d\RS\

1SZtY][c\WYOx\aÍ^`×[`\Ý^ÒQ]d\RS\]PR]Pµ "V

!

& $

$ "

#

!

'''

''%

''#

''!

''

'&'

'&%

'&#

'&!

'&

'%'

'%#

'%%

'%!

'%

>ÒVOµQS\b`tZ\Y]`R]\ >ÒVOµd\XÈY]`R]\ >ÒVOµQSZYS[ v@µRtZ\WQSOaWZ\WQS O!bÂRg

&

'$'

"

#

!

'''

''&

''%

''$

''#

''"

''!

''

''

''

#

'

%$

'$#

#

"

'$!

'$

#

[WZd]h]YWZ][Sb`× "V

DÝd]Xd^`]QS\bSQV+`]Y''

!#

Obr. 2 Vývoj intenzity aut. dopravy v Praze a v ČR v letech 1990 až 2005 Fig. 2 Traffic volume development in Prague and Czech republic, 1990 – 2005

Obr. 3 Dopravní výkony automobilové dopravy v letech 1961 až 2005 Fig. 3 Vehicle kilometres travelled in Prague, 1961 – 2005, all roads, an average workday

bí 1991 až 2005 zvýšení o 290 %, tj. na téměř čtyřnásobek stavu roku 1990) • část obyvatel přestala používat k cestám po městě MHD a místo toho jezdí po Praze svými osobními automobily. K poklesu počtu cestujících MHD docházelo v období do roku 2000 (–21 % proti roku 1990). Poté se pokles zastavil a od roku 2001 počet cestujících MHD mírně vzrůstá (+15 % v roce 2005 proti roku 2000).

osobní automobil připadal v Praze na třicet dva obyvatel – byl po válečném a poválečném poklesu dosažen znovu teprve v roce 1959). Rozvoj automobilové dopravy od počátku 60. let s sebou přinesl opětovný vznik známých dopravních problémů a jedním z nich byla nedostatečná kapacita klíčových křižovatek vzhledem k dopravním nárokům. Důsledkem pak byl vznik front pomalu popojíždějících vozidel. Ve srovnání se současným stavem se však až do konce 80. let tyto problémy týkaly spíše jen omezeného počtu klíčových křižovatek, omezovaly se většinou jen na centrum města, měly v průběhu dne obvykle jen krátkodobé trvání a vyskytovaly se převážně pouze v dopravních špičkách. Připomeňme si, že ve srovnání s rokem 2005 byl například v roce 1970 automobilový provoz v Praze v průměru 3,9krát nižší a v roce 1990 cca 2,7krát nižší. Explozivní nárůst automobilové dopravy v Praze v 90. letech vytvořil kvalitativně zcela novou situaci: • Přetížení komunikační sítě již nemá bodový, nýbrž plošný charakter. Za přetíženou lze považovat celou oblast centra a navazujícího středního pásma města o rozměrech cca 7 x 6 km, vymezenou zhruba Strahovem na západě, mostem Barikádníků na severu, nákladovým nádražím Žižkov na východě a Pankrácí na jihu. • V důsledku prudkého nárůstu automobilového provozu v Praze dochází v posledních letech stále častěji k dopravním zácpám nejen v centru města, ale na řadě míst v celé komunikační síti. Dopravní zácpy se tvoří i na nejkapacitnějších komunikacích (například na Barrandovském mostě nebo na Jižní spojce). • Postupně se snižuje rozdíl mezi špičkami a sedlovými obdobími, neboť na řadě míst se intenzita automobilové dopravy zvyšuje již jen v mimošpičkových obdobích, protože ve špičkových hodinách už tato místa více vozidel nepropustí. • Prodlužuje se zároveň doba v průběhu dne, kdy je kapacita rozhodujících křižovatek vyčerpána, a tak jsou dopravní zácpy stále četnější, rozsáhlejší a déle trvající. Vliv této „dopravy popojížděním“ na životní prostředí, obzvláště v centru města, je zřejmý.

VLIV

A U T O M O B I LO V É D O P R AV Y N A D O P R AV N Í P O M Ě RY

VE MĚSTĚ Z ŠIRŠÍHO POHLEDU

První dopravní problémy jako důsledek přibývajícího počtu automobilů vznikaly v Praze již ve 30. letech 20. století. Vlivem 2. světové války a poválečného vývoje se automobilový provoz ve městě na čas významně utlumil (málo známou skutečností např. je, že stupeň automobilizace z roku 1937 - kdy jeden Obr. 4 Intenzity dopravy na hl. komunikacích Prahy v roce 1990 a 2005 Fig. 4 Traffic volumes on Prague main roads network in 1990 and 2005, average workday

Ing. Jan Adámek Ústav dopravního inženýrství hlavního města Prahy Bolzanova 1, 110 00 Praha 1 tel.: 221 197 151 e-mail: [email protected]

4


4/2006

PROFILY PROFILES

VSL SYSTÉMY (CZ), S. R. O. Firma VSL, původně Vorspann System Losinger, byla založena ve Švýcarsku v roce 1956. Od té doby se VSL stala jednou z hlavních světových společností zabývajících se vývojem a dodávkami dodatečného předpínání a odvozených technologií v mostním, pozemním i inženýrském stavitelství. Se svými třiceti pěti zastoupeními po celém světě, 2 500 inženýry a techniky a vzájemnou výměnou zkušeností je schopna nabídnout a řešit nejrůznější dodávky konstrukčních technologií, přičemž firma nejednou vyvinula nové systémy, které se později staly celosvětovým standardem. Skupina VSL (www.vsl.com) provádí předpínací práce pomocí vlastního zařízení a vlastními zaměstnanci a poskytuje příslušnou technickou podporu a konzultace během přípravy i realizace. Rozsah asistence může být od plánování projektu přes vývoj předběžných a alternativních návrhů až po prováděcí projekt včetně technologické části. Kromě dodatečného předpínání dodávané systémy a technologie zahrnují mostní závěsy, zemní kotvy, opěrné stěny s vyztuženou zeminou, zvedání a posouvání těžkých břemen, technologii segmentových mostů, letmé betonáže, metodu postupného výsunu mostů a příčného zásunu či protlačení, rekonstrukce a zesilování stávajících konstrukcí. Návrhy, systémy a technologie VSL je možné nalézt u tisíců konstrukcí po celém světě zahrnující budovy, mosty, zásobní nádrže, plovoucí konstrukce a další speciální konstrukce. Rozsah aplikace citovaných, případně dalších technologií, se liší podle regionálního zastoupení. V úzké technické spolupráci s místními stavebními společnostmi zrealizovalo zastoupení VSL SYSTÉMY (CZ), s. r. o., za čtrnáct let od svého založení desítky subdodávek včetně významných referenčních staveb zpravidla spojených s vývojem a transferem náročných technologií. Mezi tyto projekty patří především: Projekt Výsuv a dodatečné předpětí pro most přes Rybný potok, dálnice D8 – nejvýznamnější realizace metody postupného výsunu v České republice Výsuv a dodatečné předpětí pro mosty TT HlubočepyBarrandov, Praha – významná realizace metody postupného výsunu v České republice Trasa IV.C1 metra, tunely pod Vltavou – unikátní výsun dvou tubusů v korytě Vltavy oceněný na kongresu fib 2002 v Ósace KOC Nový Smíchov dodatečné předpínání stropních konstrukcí, ocenění ČBS Vynikající betonová konstrukce realizovaná v letech 2001 až 2002 v kategorii budovy

Klient METROSTAV pro sdružení STRABAG+SKANSKA ŽS Brno (OHL ŽS) METROSTAV IPS (SKANSKA)

Yichang Yiling most v Číně Yichang Yiling bridge in China


Místní zastoupení zároveň disponuje vlastními specialisty, kteří se zůčastnili projektů VSL realizovaných v zahraničí (Švýcarsko, Německo, Mexiko, Rusko, Jordánsko, Izrael, Egypt atd.), a to v oblasti instalace závěsů mostů, předpínání budov, manipulace s těžkými břemeny apod. Jako subdodavatel technologií děkujeme tímto všem, kteří nám umožnili společně vyvíjet a realizovat projekty v naší oblasti, za dosavadní spolupráci a věříme, že nezklameme Vaši důvěru na budoucích technicky náročných stavbách. AKTIVIT Y FI R MY VSL Dodatečné předpínání • mostů – instalovaných na pevné skruži, postupně vysouvaných, letmo betonovaných, zavěšených, segmentových, spřažených a dalších speciálních typů mostů • budov – desky & trámy, základy a průmyslové podlahy & pojížděné plochy • speciálních konstrukcí – sila, nádrže, plovoucí konstrukce Závěsy mostů • zavěšených mostů • mostů „extra-dosed“ (s nízkým pylonem a tuhou mostovkou) • obloukových mostů Zvedání a posouvání těžkých břemen • mostní projekty • speciální konstrukce • budovy & věže • energetické & průmyslové projekty • střešní konstrukce Speciální mostní technologie • metoda postupného výsunu • segmentové mosty • letmá betonáž s/bez vyvěšování Geotechnika • trvalé zemní kotvy • VSoL opěrné stěny s vyztuženou zeminou • systémy celozávitových tyčí Ing. Jiří Bešta, MBA ředitel VSL Systémy (CZ), s. r. o. Kříženeckého náměstí 322, 152 53 Praha 5 tel.: 267 072 413, 267 072 420, e-mail: [email protected], www.vsl.cz

Výstavba estakády v Karlových Varech, ukládání podélných předpínacích kabelů do bednění Construction of flyover in Karlovy Vary, setting of longitudinal prestressing tendons

4/2006

5

VSL SYSTÉMY (CZ), S. R. O.

Most přes Rybný potok na dálnici D8, vysouvací zařízení Bridge over the Rybny creek on the highway D8

Zárubní zeď na trati Kralupy-Vraňany, VSoL vyztužená zemina VSoL reinforced soil wall alongside the railway Kralupy-Vraňany

TT HlubočepyBarrandov v Praze, vysouvání konstrukce estakády na pilíře TL HlubočepyBarrandov in Prague, launching of super structure over pillars

Most přes říčku Rzavá – ukládání podélných a příčných předpínacích kabelů Bridge over the river Rzavá – placing of longitudinal and transverse tendons

Úsek Metra C v Praze, vysouvací zařízení Part of subway C in Prague, pulling equipment

Most přes Něvu v Sankt Petěrburgu, Rusko Neva bridge in St. Peterburg, Russia

Most Evripos v Řecku Evripos bridge in Greece

Výstavba mostu přes vádí Abdoun v Jordánsku Construction of the bridge over Wadi Abdoun, Jordan

Most Sunshine Skyway, USA Sunshine Skyway bridge, USA

Most Sur le Bras de la Plaine France Bridge Sur le Bras de la Plaine France

SOUTĚŽ ČBS

O TITUL VYNIKAJÍCÍ BETONOVÁ KONSTRUKCE V KATEGORII MOSTY THE COMPETITION FOR THE OUTSTANDING CONCRETE STRUCTURE AWARD IN BRIDGES CATEGORY V průběhu 12. Betonářských dnů, které se konaly na přelomu listopadu a prosince 2005 v Hradci Králové, byli vyhlášeni vítězové Soutěže ČBS o vynikající betonovou konstrukci postavenou v letech 2003 a 2004. V kategorii Mosty získaly čestná uznání realizace: Estakáda 202 na R35, stavba Slavonín-Přáslavice a Tramvajový most na trati HlubočepyBarrandov v Praze. Informace o vítězných stavbách v kategorii Inženýrské stavby uvedeme v 6. čísle časopisu. As part of the 12th Concrete Days in Hradec Králové in December 2005, winners of the Competition for the Outstanding Concrete Structure Award were announced. These structures were built in the years 2003 – 2004. This issue presents an overview of all the bridges erected in the competition. Information about the results of the tunnel structures category will be published in the 6th issue of this journal. OCENĚNÉ

S TAV BY

Tramvajová trať Hlubočepy-Barrandov v Praze Trasa nové tramvajové tratě (TT) překonává od tramvajové smyčky v Hlubočepích směrem k Novému Barrandovu značný výškový rozdíl a prochází členitým terénem údolí Dalejského potoka a Růžičkovy rokle

s množstvím inženýrských sítí. Její niveleta nabírá stoupání 6 % a vede po mostní estakádě dlouhé 472 m, která překračuje Hlubočepskou ulici, železniční trať PrahaRudná a přimyká se k ulici K Barrandovu. TT je vedena 110 m po terénu, aby po další mostní estakádě délky 298 m a stoupání 6,2 % překonala Růžičkovu rokli. Pokračuje podél výstupní Barrandovské komunikace do sídliště Barrandov [1, 2]. Stavba 3,5 km dlouhé tramvajové tratě zahrnovala výstavbu dvou měníren s vybavením, dvou tramvajových smyček, šesti zastávek včetně zastřešení, opěrné zdi, lávky, podjezdy, estakády, protihlukové stěny a ostatní vybavení TT. Nosnou konstrukci Hlubočepské estakády tvoří rámový nosník o jedenácti polích z plně předpjatého betonu délky 472 m. Rozpětí polí měřená v půdorysné ose ve směru staničení jsou 24 + 40 + 43,5 + 42,5 + 6 x 48 + 32 m. Nosnou konstrukci estakády přes Růžičkovu rokli tvoří rámový nosník o sedmi polích z plně předpjatého betonu délky 298 m. Rozpětí polí ve směru staničení jsou 36 + 3 x 46 + 2 x 44 + 34 m. Rámový účinek je u obou konstrukcí vytvořen pevným kloubovým spojením nosné konstrukce a dvou pilířů ve středu její délky. Mostní objekty jsou založeny hlubinně na šachtových pilířích nebo vrtaných pilotách. S ohledem na členitost území a proměn-

Obr. 1 Boční pohled na estakádu Tramvajové trati HlubočepyBarrandov v Praze Fig. 1 The flyover bridge of the tram line (TL) Hlubočepy-Barrandov in Prague – side view

8

nost geologických poměrů bylo zakládání velmi komplikované. Spodní stavbu Hlubočepské estakády tvoří železobetonové kruhové pilíře průměru 2,7 m. Výška pilířů se pohybuje od 5,9 do 13,73 m. Horní části pilířů jsou zakončeny hlavicemi vysokými 5 m s proměnným půdorysem. Pilíře mostu Růžičkovy rokle jsou navrženy železobetonové kruhové duté o průměru 3,4 m, s tloušťkou stěny 550 mm. Výška pilířů se pohybuje od 13,46 do 26,59 m. Spodní části přecházející do základových šachtových pilířů jsou plné. Do pilířů je umožněn vstup ocelovými dveřmi a lze vystoupat až na jejich hlavy, kde jsou umístěny šachty pro kontrolu ložisek. Horní části pilířů jsou zakončeny hlavicemi vysokými 4 m, proměnného elipsovitého půdorysu. S ohledem na terén a jeho nepřístupnost v místě přemostění byla pro výstavbu nosných konstrukcí navržena metoda vysouvání. Část mostu u Hlubočepské estakády, která je v přímé a v přechodnici, byla prováděna na pevné skruži. Výrobny obou mostů byly situovány za horními opěrami. Vzhledem k velkému podélnému sklonu trasy TT bylo třeba konstrukci při jejím výsunu brzdit. Nosnou konstrukci v příčném směru tvoří tříkomorový průřez složený z betonových částí různého stáří. Byla vysunuta pouze základní střední část průřezu – cca

Obr. 2 Podhled estakády TT Hlubočepy-Barrandov Fig. 2 The flyover bridge of the TL Hlubočepy-Barrandov – view from below


4/2006

65 % plochy celého příčného řezu. Jeho základem je dvoustěnný komorový nosník výšky 2,8 m a šířky 9 m. Ze spodní estakády bylo výsunuto 6 a 1/4 polí pomocí dvanácti lamel, horní estakáda byla celá vysunuta pomocí třinácti lamel. Maximální délka lamel byla vždy 24 m. Po výsunu byl průřez doplněn na plnou šířku 11,8 m montáží krajních válcových vzpěr včetně zábradlí skladebné šířky 1,5 m. Jejich zmonolitněním se základním průřezem bylo dosaženo v příčném směru tuhého podepření subtilních konzol. Ty jsou schopné převzít případné mimořádné zatížení při kolizní situaci, kdy tramvajová souprava z technických důvodů opustí vedení v kolejích a posune se i s ochrannou bariérou ke konci konzol. Název stavby Investor Projektant Dodavatel Celkové náklady na stavbu

Obr. 3 Rychlostní komunikace R 3509, Most D202 Fig. 3 The expressway R 3509, the bridge D202 Obr. 4 Detail podhledu mostu D202 Fig. 4 The bridge D202 – detailed view from below

Tramvajová trať Hlubočepy-Barrandov Inženýring dopravních staveb NOVÁK & PARTNER, s. r. o ŽS Brno, a. s., závod Mosan

N O M I N OVA N É

4,5 mil. Kč

Rychlostní komunikace R 3509, Most D202 Most délky 446 m, který přemosťuje železnici Olomouc-Prostějov na trase NemilanyBlatec a místní komunikaci, má jedenáct polí s rozpětími od 34 do 42 m. Mostovku mostu tvoří páteřní nosník s vyloženými konzolami. Nosník má proměnnou výšku od 2,6 m nad podpěrami do 1,4 m v poli. Změna výšky nosníku probíhá podle paraboly čtvrtého stupně. Mostovka je navržena jako částečně předpjatá v podélném i v příčném směru mostu. Na podpěrách je nosník uložen na dvojicích ložisek. Protože na třech středních podpěrách jsou navržena pevná ložiska, most tvoří rozpěrákovou konstrukci. Vnitřní podpěry mostu tvoří štíhlá stojka s hlavicí. Most je založen na vrtaných pilotách průměru 1,3 m. Nosník byl betonován po polích s převislým koncem nezávisle na terénu ve výsuvné skruži. Skruž byla zavěšena na konzole dříve betonovaného úseku a podepřena na ocelových konzolách připevněných na vnitřní podpěře. Ve spáře mezi betonovanými úseky byla kotvena, napínána a následně spojkována jedna polovina kabelů. Druhá polovina byla spojkována v plovoucí kotvě situované za spárou. Příčné kabely tvořené třemi lany ∅ Lp 15,5 mm jsou napínány z jednoho konce, na druhém je mrtvá kotva.

Statická analýza zohlednila prostorové působení konstrukce i její postupnou výstavbu. Při stavbě je nosník zatížen reakcí z výsuvné skruže a dochází k rozdílu v ohybových momentech. Geometrie konstrukce je ovlivněna velikostí dotvarování mladého betonu zatíženého reakcí skruže. Protože v poli sousedícím s betonovaným polem je napnuta jen jedna polovina kabelů, vznikají v tomto poli značná tahová napětí. Konstrukce byla posouzena jako konstrukce z částečně předpjatého betonu, ve které byla kontrolována šířka trhlin a rozkmit napětí v předpínací a betonářské výztuži. Podobně byla posouzena i konstrukce v příčném směru mostu. Název stavby Investor Projektant Dodavatel Celkové náklady na stavbu

Rychlostní silnice R35, stavba 3509; Slavonín-Přáslavice, 2. etapa Ředitelství dálnic Praha, závod Brno Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. Skanska DS, a. s., závod 07 – Mosty

S TAV BY

Mosty Seifertova ulice, II. etapa Mosty Seifertova ulice jsou na zhlaví Pražského hlavního nádraží a převádějí železniční trať přes Seifertovu ulici – městskou komunikaci s tramvajovou tratí a s chodníky. Původní mosty byly staré ocelové konstrukce z předminulého století ve špatném stavu. Pod mosty byla nevyhovující podjezdná výška, šířka Seifertovy ulice nevyhovovala současným dopravním nárokům a estetické působení zákoutí v blízkosti Pražského centra bylo neuspokojivé. V letech 2001 až 2002 proběhla první etapa rekonstrukce mostů, náhrada mostů „spodních“ (blíže křižovatky Bulhar), druhá etapa pak zahrnovala výměnu „horních“ mostů, lávku pro pěší nad Seifertovou ulicí, rekonstrukci Seifertovy ulice – rozšíření a zahloubení, rekonstrukci tramvajové trati a přeložky sítí. Z navržených variant nosné konstrukce byl zvolen železobetonový rám s deskou se zabetonovanými ocelovými nosníky. Stojky rámové konstrukce jsou železobe-

4,5 mld. Kč

Obr. 5 Most v Seifertově ulici ve fázi rekonstrukce Fig. 5 Reconstruction of bridges in Seifertova street in Prague


4/2006

9

STAVEBNÍ

KONSTRUKCE

Obr. 6 Pohled na dokončené mosty převádějící železniční trať přes Seifertovu ulici Fig. 6 View of the finished bridges with relocated railroad track over Seifertova street

tonové svislé stěny, pro zajištění rámového působení konstrukce jsou za stojkami svislé tažené stěny spojující převislý konec nosné konstrukce s místem vetknutí rámové stojky do základového bloku. Nosná deska je spřažená ocelobetonová se zabetonovanými ocelovými nosníky o rozpětí 29 m, tvar dolní pásnice je obloukový o poloměru 223 m, horní pásnice kopíruje střechovitý spád mostu od středu k opěrám. Nosníky jsou svařované s nesymetrickými pásnicemi. Betonová deska je monolitická prováděná při lokálním podepření bez skruže. Beton je použit C 30/37 3a (XF2), betonářská výztuž 10 505 (R). Konstrukce lávky pro pěší souběžné s mostem je totožná s konstrukcí železničního mostu, je méně namáhaná, a tedy jednodušeji vyztužená a samostatná. Rámové stojky jsou velmi silně vyztužené, proto bylo nutno při betonáži použít samohutnitelný beton. Beton byl tlačen „zespodu“ plnícími otvory v bednění. Plnící otvory byly po výšce ve dvou úrovních. Výztuž vytažená ze stěn do horní desky byla osazena s přesností na mm (výztuž ∅ 40 mm není možno přihýbat), neboť mezera mezi pruty byla přesně vymezena Obr. 7 Krasíkovský most a portál Krasíkovského tunelu Fig. 7 The Krasikovsky bridge and portal of the Krasikovsky tunnel

10

pro šířku dolní pásnice svařovaných ocelových nosníků. Nosníky mají proměnnou výšku 790 až 1090 mm a různé tloušťky plechu stěn a pásnic podle průběhu vnitřních sil. Délka nosníku je 37,5 m a hmotnost 15,04 tuny. Ve stěnách nosníku byly vyvrtány otvory ∅ 50 mm pro protažení příčné betonářské výztuže. Protahování výztuže bylo velmi problematickou operací. Výztuž byla ukládána pouze v nočních výlukách tramvajového provozu a při vypnuté troleji z plošiny na servisním kolejovém vozidle. Organizačně i technicky náročná stavba probíhala od dubna 2003 do prosince 2004. Přes úskalí výstavby ve stísněných podmínkách centra Prahy se podařilo uvést do provozu silniční komunikaci o dva a tramvajovou trať o tři měsíce dříve. Název stavby Investor Projektant Dodavatel

Mosty Seifertova, II. etapa SO 832.2 SŽDC, s. o. Sudop Praha, a. s. SSŽ, a. s., závod Řevnice

Optimalizace traťového úseku Krasíkov-Česká Třebová Na optimalizovaném úseku KrasíkovČeská Třebová je množství umělých staveb, mosty, propustky, podchody, nadjezdy, tunely, zárubně, opěrné zdi ad., jejichž rozšíření nebo výstavba nových byla vyvolána změnami ve vedení trati. V úseku Krasíkov byly v roce 2004 vybudovány dva nové mostní objekty konstrukčně řešené jako spřažené železobetonové konstrukce. Most v km 24,539 přes údolí Moravské Sázavy je situovaný mezi železniční stanicí Krasíkov a vjezdem do nového tunelu na

Literatura: [1] Smíšek P., Ševčík P.: Výsun mostních objektů na tramvajové trati Hlubočepy-Barrandov v Praze, BETON TKS 4/2003, str. 26–27 [2] Salaj J., Horehleď J.: Výroba a montáž prefabrikovaných prvků mostních estakád TT Hlubočepy-Barrandov v Praze, BETON TKS 4/2004, str. 36–38

přeložce trati. Ocelový most o pěti polích celkové délky 152 m, pro každou kolej samostatná nosná konstrukce, je řešen jako spojitý nosník spřažený se železobetonovou deskou, uložený na společných pilířích založených na pilotách. Na římsách mostu jsou po obou stranách umístěny protihlukové stěny. Most v km 25,885 je situovaný ve sklonu a částečně v přechodnici přes údolní nivu Moravské Sázavy mezi novými Krasíkovskými tunely. Most, zvaný Tatenický viadukt, délky 141,5 m s šesti poli je řešen jako spojitá ocelová konstrukce spřažená se železobetonovou deskou samostatnou pro každou kolej s nástupištěm, uložený na společných pilířích a opěrách založených rovněž na pilotách. Přímo na mostě je umístěna zastávka Tatenice s bočními nástupišti. Název stavby Investor stavby Projektant Zhotovitel stavby Celkové náklady na stavbu

Optimalizace traťového úseku Krasíkov-Česká Třebová SŽDC, s. o. Metroprojekt Praha, a. s Sdružení Krasíkov 4,5 mil. Kč

Z podkladů ČBS připravila Kateřina Jakobcová

Obr. 8 Tatenický most se zastávkou a portál Tatenického tunelu Fig. 8 The Tatenicky bridge with the station and portal of the Tatenicky tunnel


4/2006

NOVÉ TRENDY VE V CHORVATSKU

VÝSTAVBĚ BETONOVÝCH MOSTŮ

RECENT DEVELOPMENTS IN THE CONCRETE BRIDGE CONSTRUCTION IN CROATIA Z V O N I M I R M A R I Ć , D A M I R T K A LČ I Ć

of future bridge construction is also briefly outlined.

Článek uvádí vynikající úspěchy dosažené v Chorvatsku ve výstavbě mostů za posledních třináct let, od mezinárodního uznání Chorvatska jako samostatného státu. Během tohoto období pozoruhodně zintenzivněla výstavba dálniční sítě a konjunkturu prožívá také výstavba mostů, kdy byly v Chorvatsku poprvé použity některé nové stavební metody a konstrukční typy. Přitom před začátkem tohoto stavebního programu byly, kromě velkých železobetonových obloukových mostů na jadranském pobřeží, téměř všechny nosné konstrukce velkých mostů budovány z oceli. Jsou zmíněny i zajímavé mosty, postavené mimo dálniční síť. Závěrem je stručně nastíněn výhled výstavby mostů do budoucna. Some outstanding achievements in the Croatian bridge construction during the last thirteen years (since the international recognition of Croatia as an independent state) are presented. During this period motorway network construction has remarkably been intensified and because of that a bridge construction boom has occurred. On the other hand, apart from the large reinforced concrete arch bridges at the Adriatic coast, nearly all major bridge superstructures had been made of steel before this construction programme. So some construction methods or structural types were applied for the first time in Croatia. Interesting bridges have also been built outside the highway network and those are also presented. The prospect

I přes obrovské válečné úsilí a břímě péče o několik stovek tisíc uprchlíků, a to vlastních i těch, kteří pocházeli z Bosny a Hercegoviny, Chorvatsko vytrvale buduje svou síť dálnic, protože její zřízení je předpokladem hospodářského rozvoje (obr. 1). Během posledních třinácti let, od mezinárodního uznání samostatného státu, země značně rozšířila svou dálniční síť; z 288,4 na 529,5 km. Těžké terénní podmínky především v horských oblastech na západě a jihu státu si vyžádaly celou řadu mostů a tunelů. Co se týče mostů, zdaleka nejčastější jsou nosné konstrukce z prefabrikovaných předpjatých nosníků spřažených s monolitickou mostovkovou deskou. Využívají se i jiná konstrukční řešení, a to hlavně v místech s přísnějšími požadavky na ochranu životního prostředí nebo tam, kde terénní podmínky či vodní překážky vylučují nejjednodušší řešení. Je třeba poznamenat, že před rozmachem dálniční výstavby byly nosné konstrukce téměř veškerých chorvatských mostů z oceli. Proto jisté stavební postupy, např. postupné vysouvání a konstrukční typy, nosník s předpínací výztuží vybíhající nad průřez tzv. extradosed, byly poprvé užity až v rámci tohoto stavebního programu. Na druhé straně bylo dosaženo výrazné zlepšení na poli stavby velkých železobetonových oblouků; hledisko trvanlivosti bylo náležitě doceněno. Zajímavé mostní konstrukce vznikly i mimo dálniční síť. Následující stručný přehled informuje o úspěších v oblasti výstavby mostů v Chorvatsku během posledních třinácti let. Mosty jsou řazeny buď podle stavební metody nebo podle konstrukčního typu. Zmíníme se také stručně o budoucnosti stavby mostů, a to v souvislosti s Národním rozvojovým programem chorvatských ostrovů.

Obr. 1 Chorvatská dálniční síť Fig. 1 The Croatian highway network

POSTUPNÉ

V YSOUVÁN Í SP OJ IT ÝC H NOSNÝC H

KONSTRUKCÍ

Viadukt Bajer Viadukt leží na dálnici z Karlovacu do Rijeky v úseku, kde byl zatím dostavěn jen jeden jízdní pruh. Půdorysně je mírně zakřivený (R = 2 000 m) a niveleta stoupá ke Karlovacu ve sklonu 0,835 %. Má délku 520 m a nosná konstrukce probíhá spojitě přes deset polí (obr. 2) [1]. Metoda postupného vysouvání předpjaté betonové mostní konstrukce zde byla využita v Chorvatsku poprvé. Přes relativně dlouhé rozpětí mostních polí nebyly použity při výsuvu pomocné podpěry a pouze čelní ocelový nástavec. Tři střední pilíře stojící v Bajerském jezeře jsou spojeny s nosnou konstrukcí betonovými klouby, čímž vzniká rám, který přebírá podélné seismické síly. Příčné horizontální síly, od zemětřesení a větru, přenášejí všechny pilíře podle své tuhosti (obr. 3). Viadukt byl dostavěn v roce 1995. Most přes řeku Dobra u Vrbovska V tomto úseku dálnice Karlovac-Rijeka jsou ve výstavbě oba dálniční pruhy současně. Most vytvářejí dvě samostatné paralelní 12


4/2006

Obr. 2 Podélná disposice viaduktu Bajer Fig. 2 Longitudinal layout of the Bajer viaduct

Obr. 3 Příčný řez viaduktem Bajer Fig. 3 Cross-section of the Bajer viaduct

Obr. 4 Podélná dispozice a příčné řezy mostu Dobra Fig. 4 Longitudinal layout and relevant cross-sections of the Dobra bridge

konstrukce o pěti polích, každá pro jeden dálniční směr. Most je mírně horizontálně zakřiven (R = 4 200 m) a stejně tak i vertikálně, vrcholovým obloukem (R = 22 800 m). Délka mostu i nosné konstrukce je různá v obou jízdních pruzích, 247, resp. 238,5 m a 207, resp. 209 m (obr. 4). Poprvé byla v Chorvatsku u této nosné konstrukce použita kombinace vnitřního a vnějšího předpětí. Vnitřní předpínací kabely jsou uloženy v horní a spodní desce, vnější kabely uvnitř komorového nosníku. Náležitá pozornost byla věnována citlivému životnímu prostředí, což byl jeden z hlavních důvodů volby stavební metody, postupnému vysouvání. Most byl dostavěn v roce 2003. Viadukt Zečeve drage V úseku dálnice Karlovac-Rijeka v blízkosti města Vrbovsko byly nejdříve postaveny mosty a viadukty. Tento viadukt je zakřivený horizontálně (R = 2 505 m) i vertikálně údolnicovým obloukem (R = 26 500 m), výsledný tvar osy mostu je prostorová křivka. Nosná konstrukce má délku 921,4 m a probíhá spojitě přes 19 polí (obr. 5). Je to jedna z nejdelších nosných konstrukcí v Evropě postavená metodou postupného vysouvání. Příčný řez je podobný jako u mostu v Dobre. V důsledku zakřivené nivelety je podélný sklon proměnný, od 4,25 do 0,77 % a klesá směrem na Karlovac. Protože vysouvání probíhalo po spádu (obr. 6) a nosná konstrukce má relativně extrémní délku, bylo třeba učinit opatření pro dosažení řízeného posouvání a pro bezpečné „zaparkování” konstrukce mezi vysouvacími takty, jichž bylo celkem třicet sedm. Byla použita kombinace vnitřního a vnějšího předpětí se stejným uspořádáním předpínacích kabelů jako v případě mostu přes řeku Dobra u Vrbovska. Most byl dostavěn v roce 2004 (obr. 7). Viadukt Draga Tento viadukt, který je podobný mostu Dobra (obr. 4), leží na dálnici Split-Záhřeb, v blízkosti známého historického města

Šibenik. Jeho celková délka je 300 m a nosná kontrukce má 6 polí, 40 + 4 x 5 + 40 m. Byl dokončen v roce 2005 [3]. LETMÁ

B E T O N Á Ž A M O N TÁ Ž

Viadukt Hreljin Viadukt leží ve stejném úseku dálnice mezi Karlovacem a Rijekou jako zmíněný Bajerský viadukt. Je též zakřivený horizontálně (R = 700 m) se stoupající niveletou ve sklonu 3,3 % směrem na Karlovac. Nosná kontrukce je 537 m dlouhá a má jedenáct polí (obr. 8) [4]. Segmentová technologie pro nosnou konstrukci mostu byla v Chorvatsku aplikována podruhé (obr. 9 a 10), po realizaci středního pole mostu přes rokli Rječina, dokončeného v roce 1988 [5]. Jednotlivé segmenty byly vyrobeny na dlouhé dráze a osazovány vysuvným montážním jeřábem. Byl to první most v Chorvatsku, kde byla použita elastomerová ložiska sestávající z elastomerového bloku a kluzné části, tvořené ocelovými deskami doplněnými mezivrstvou teflonu (PTFE). Most byl dostavěn v roce 1995. Je nutno poznamenat, že při letos zahájené stavbě druhého dálničního pruhu bude souběžný viadukt postaven metodou postupného vysouvání.

Obr. 5 Viadukt Zečeve drage a) podélná disposice, b) příčný řez Fig. 5 Zečeve drage viaduct a) longitudinal section, b) cross-section

a) BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

b) 4/2006

13

Obr. 7 Pohled na dokončený most Zečeve drage Fig. 7 A view of the completed Začeve Drage viaduct

Obr. 6 Vysouvání mostu Zečeve drage Fig. 6 Cantilevering of the Začeve Drage viaduct

Obr. 8 Podélná disposice viaduktu Hreljin Fig. 8 Longitudinal layout of the Hreljin viaduct Obr. 9 Příčný řez viaduktem Hreljin Fig. 9 Cross-section of the Hreljin viaduct Obr. 10 Typický segment viaduktu Hreljin Fig. 10 A typical precast segment of the Hreljin viaduct

Most Kamačnik Most přes kaňon řeky Kamačnik leží ve stejném úseku dálnice Karlovac-Rijeka jako most Dobra. Půdorysně je též zakřivený (R = 750,4 m) se stoupající niveletou ve sklonu 5,7 % směrem na Rijeku. Kaňon je přírodní rezervací, tudíž bylo nezbytné věnovat zvláštní pozornost ochraně životního prostředí [2]. Proto bylo zakázáno umístit kteroukoli část pomocných konstrukcí v blízkosti dna kaňonu. Místní omezení si vyžádala asymetrické uspořádání s krátkým polem na severní straně, s opěrou vytvářející mohutnou protizátěž a volbu proměnné výšky nosné kontrukce. Zde se Obr. 11 Podélná disposice mostu Kamačnik. Fig. 11 Longitudinal layout and typical cross-sections of the Kamačnik bridge Obr. 12 Charakteristické příčné řezy mostu Kamačnik Fig. 12 Typical cross-sections of the Kamačnik bridge

14

uplatnila technologie letmé betonáže (obr. 11 a 12). Tento most byl dostavěn v červnu 2003. Most Guduča Dálnice Záhřeb-Split přetíná kaňon řeky Guduča přibližně ve vzdálenosti 30 km od národního parku Krka v šibenickém okrese. Most přes kaňon [6] je zakřivený v půdoryse (R = 5 000 m), se stoupající niveletou ve sklonu 0,55 % směrem na Šibenik (obr. 13). Vzhledem k tomu, že přírodní prostředí mostu je velice krásné a nová dálnice má zpřístupnit toto místo turistickému ruchu, byla věnována zvláštní pozornost konstrukčnímu tvarování mostu (obr. 14). Výstavba mostu trvala pouze dvanáct měsíců a skončila v loňském roce (obr.15).


4/2006

Obr. 13 Podélná dispozice mostu Guduča Fig. 13 Longitudinal layout of the Guduča bridge Obr. 14 Tvarování mostu Guduča Fig. 14 Structural shaping of the Guduča bridge Obr. 15 Pohled na most Guduča před dokončením Fig. 15 A view of nearly completed Guduča bridge

Most přes propast Pazančica Tento most není součástí dálniční sítě, přesto si zaslouží zmínku. Jeho hlavní funkcí mělo být převedení sběrného kanalizačního potrubí na druhou stranu propasti Pazančica z důvodů ochrany životního prostředí města Pazin a jeho okolí. Neméně důležité bylo umožnit pěší provoz do části města, která leží mimo jeho historické jádro. Z jedenácti předložených návrhů [7] byl přijat tříkloubový rám z předpjatého betonu. Byl stavěn letmou betonáží směrem od dočasně upevněných konců k centrálnímu kloubu. Zvolená metoda výstavby si vyžádala vybudování dosti širokých a mohutných opěr, které sloužily jako protiváha. Z tohoto důvodu byla také proměnná šířka horní desky mostu. Projektant mostu navrhl i betonážní vozík, který vyrobila chorvatská firma (obr. 16 a 17), za cenu třikrát nižší než byly zahraniční nabídky. Cena vozíku činila asi 12 % celkových nákladů na most. Most byl dokončen v roce 1994. Prof. Zvonimir Marić, PhD. Fakulta stavební v Osijeku Ul. Crkvena 21, 31 000 Osijek, Croatia e-mail: [email protected] Damir Tkalčić, MSc., Civ. Eng., PE Institut stavebního inženýrství Chorvatska ul. J. Rakuše 1, 10 000 Zagreb, Croatia e-mail: [email protected]

Literatura: [1] Rimac V., Dekanović Đ.: Viaduct Bajer on the Karlovac – Rijeka highway. Croatian national report, XII FIP Congress, Washington, D. C. May 29 – June 2, 1994. pp. 107–114 [2] Radić J., Šavor Z., et al.: Bridges on new Croatian highways. Croatian national report, I fib Congress, Osaka, Japan, October 13 – 19 2002, pp. 97–103 [3] Ilić K.: Draga viaduct on section Skradin – Šibenik. Proceedings of the First congress of Croatian bridge builders, Brioni Islands, 2005, 131-143 (in Croatian) [4] Marić Z., Ačanski V.: The Hreljin viaduct on the Karlovac – Rijeka highway. Croatian national report, XII FIP Congress, Washington, D. C. May 29 – June 2, 1994. pp. 118–126 [5] Šavor K., Šavor Z., Jašarević I., Pintarić N.: The bridge over the Rječina near Rijeka. Yugoslav achievements, XI FIP Congress, Hamburg, 1990, Ceste i mostovi 36 (1990), 5–6, pp. 155–159 [6] Lustig R., et al.: Bridge «Guduča». Proceedings of the First congress of Croatian bridge builders, Brioni Islands, 2005, 81–93 (v chorvatštině) [7] Dekanović Đ.: Peculiarities of construction of the bridge over the Pazinska jama. Croatian national report, XII FIP Congress, Washington, D. C. May 29 – June 2, 1994, pp. 153–157

Pokračování článku v příštím čísle časopisu. Obr. 16 Podélná dispozice mostu přes propast Pazančica Fig. 16 Longitudinal layout of the bridge over the Pazinčica abyss Obr. 17 Příčné řezy mostem přes propast Pazančica Fig. 17 Cross-sections of the bridge over the Pazinčica abyss


4/2006

15

STAVEBNÍ

KONSTRUKCE STRUCTURES

Obr. 18 Podélná disposice mostu Maslenica Fig. 18 Longitudinal layout of the Maslenica bridge Obr. 20 Příčné řezy mostu Maslenica Fig. 20 Cross-section of the Maslenica bridge

Obr. 19 Disposice provizorních závěsů, kotevních závěsů a skalních kotev pro výstavbu mostu Maslenica Fig. 19 Layout of auxiliary stays, backstays and rock anchors for arch construction of the Maslenica bridge Obr. 21 Pohled na dokončený most Maslenica Fig. 21 The view of the completed Maslenica bridge

ŽELEZOBETONOVÉ

O B LO U K Y

Most Maslenica Chorvatsko je proslulé svými železobetonovými obloukovými mosty při jadranském pobřeží. K nim náleží i pozoruhodný most na ostrov Krk s rekordním rozpětím oblouku 390 m, tři další mosty, které svým rozpětím oblouku přesahují 200 m a jeden, těsně pod touto hranicí. Zde se též poprvé ve světě použila metoda letmé betonáže železobetonové obloukové konstrukce. Výstavba dálničního mostu Maslenica představuje přirozené pokračování a významné zlepšení této tradice stavby mostů [8]. Ukončením jeho stavby v dubnu 1997 se obnovilo životně důležité silniční spojení mezi severem a jihem země, přerušené po zničení starého ocelového obloukového mostu v listopadu 1991. Půdorysně leží most v přímce, niveleta je ve vrcholovém zakružovacím oblouku (R = 17 500 m), nadmořská výška je okolo 90 m. Rozpětí oblouku je 200 m a vzepětí je 65 m (obr. 18). Oblouk je vetknutý a jeho průřez je dvojkomorový s neměnnými vnějšími rozměry. Byl vystavěn metodou letmé betonáže; závěsy a podpěry byly upevněny skalními kot-

p

vami, typu BBR (32 ∅ 7 mm, obr. 19). Mostovková konstrukce je spojitá o 12 polích, 26 + 10 x 30 + 24 m a celkové délce 351,6 m. V příčném řezu sestává se z osmi prefabrikovaných nosníků z předpjatého betonu průřezu T s dodatečným spojením nad podpěrami a spřažených monolitickou železobetonovou deskou (obr. 20). Vzhledem k tomu, že je most vystaven extrémním klimatickým podmínkám, výjimečně silnému větru a mořskému prostředí, byl použit beton o nízké propustnosti a konstrukční prvky s daleko většími rozměry, než tomu dosud bylo u kteréhokoli jiného chorvatského mostu postaveného při Jadranu. Most výtečně zapadá do okolí, jak ukazuje pohled na dokončený most (obr. 21). Obr. 22 Podélná disposice mostu u Skradinu Fig. 22 Longitudinal layout of the bridge over the river Krka at Skradin Obr. 23 Příčné řezy mostu u Skradinu Fig. 23 Cross-sections of the bridge over the river Krka at Skradin


4/2006

STAVEBNÍ


Obr. 24 Detail spojení prefa desek mostovky nad ocelovým příčníkem mostu u Skradinu Fig. 24 A detail of interconnecting precast deck slab elements over a steel cross-beam Obr. 25 Pohled na dokončený most u Skradinu Fig. 25 A view of the completed bridge over the river Krka at Skradin

Most přes řeku Krka u Skradinu Přísné dodržování požadavků na trvanlivost konstrukce mostovky mostu Maslenica si vyžádalo použití těžkých prefabrikovaných mostních nosníků z předpjatého betonu průřezu T, se stojinou větší tloušťky. Ty si zase vynutily stavbu mohutných příčníků na pilířích, z nichž některé byly značně vysoké, nezbytných jako podpěry těžkých prefabrikovaných nosníků. Tyto příčníky měly tři významné nedostatky. Představovaly značné dodatečné zatížení oblouku, • jejich provedení bylo komplikované a časově náročné, • jejich vzhled nebyl příznivý, což nelze přehlížet vzhledem k situování mostu v regionu navštěvovaném pravidelně stovkami tisíc turistů. Proto projektant udělal radikální krok vpřed, namísto těžké betonové konstrukce mostovky použil elegantní ocelobetonovou spřaženou konstrukci. Ta umožnila zcela vypustit příčníky na pilířích a postavit oblouk podstatně tenčí a lehčí. Díky tomu byly provizorní konstrukce pro výstavbu oblouku významně lehčí a levnější a samozřejmě se nezanedbatelně zkrátila celá doba výstavby [9, 10]. Most se nachází v blízkosti národního parku Krka, asi 4 km od

proslulého města Skradin, odkud je také viditelný. Jeho podélné uspořádání je nápadně podobné uspořádání mostu Maslenica (obr. 22). Je to pochopitelné, jejich oblouková konstrukce byla stejná, až na rozdíl v použití skalních kotev typu Dywidag (obr. 23). Dalším pozoruhodným rysem konstrukce mostovky bylo použití prefabrikovaných prvků pro desku (obr. 24). Most byl dokončen v roce 2006 (obr. 25). DALŠÍ

KO NSTR U KČ N Í T YPY

Oblouk s táhlem – most přes řeku Dobra v Ogulinu Ocelový příhradový most přes řeku Dobra v Ogulinu, postavený v roce 1878, byl natolik opotřebený, že jej v roce 1990 museli uzavřít pro veškerou dopravu, s výjimkou pěšího provozu. Byl nahrazen novým železobetonovým mostem dostavěným v roce 1997 [11]. Konstrukce mostovky se skládala ze dvou prefabrikovaných předpjatých betonových nosníků ztužených částečně prefabrikovanými železobetonovými oblouky (oblouk s táhlem, obr. 26 a 27). Tyto hlavní nosníky jsou vzájemně spojeny prefabrikovanými železobetonovými příčníky v místech závěsů a s deskou Obr. 26 Podélná dispozice mostu Ogulin Fig. 26 Longitudinal layout of the Ogulin bridge

Obr. 27 Příčný řez nosnou konstrukcí mostu Ogulin Fig. 27 Cross-section of the Ogulin bridge BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2006

q

STAVEBNÍ


mostovky, sestávající z prefabrikovaných prvků a zmonolitňující vrchní vrstvy. Podpěry dosedají na mírně šikmá zděná kamenná křídla opěr starého mostu a jsou založeny na betonových mikropilotách. Hlavní nosníky byly položeny na starý most pomocí speciálního vozíku, jehož kola se pohybovala po podélných ocelových nosnících osazených na příčníkách starého mostu. Následně byly nosníky zvednuty autojeřáby stojícími za opěrami nad příhradové nosníky starého mostu a osazeny na elastomerová ložiska na podpěrách. V dalším kroku byl příhradový most vyzdvižen, aby jej bylo možno uložit na ocelové válcované nosníky a použít stejné vozíky pro vysunutí starého mostu po nových hlavních nosnících mostu. Poté co byly osazeny nadopěrové příčníky a spojeny s hlavními nosníky, byly montovány obloukové prvky (žlaby) na dočasné podpěry a zabetonovány spáry s přesahující výztuží. Zbývající stavební práce byly provedeny běžným způsobem a stavba byla dokončena v roce 1997. Kombinovaná konstrukce – Dubrovnický most Most stojí na budoucí rychlostní komunikaci Ploče – Dubrovník, po jejímž dokončení se zkrátí cesta z Ploče do Dubrovníku o 10 km [12]. Mostní konstrukce sestává z předpjaté betonové části, krajní pole směrem ke Splitu a 1/5 hlavního pole, a ze zavěšené ocelobetonové spřažené části, 4/5 hlavního pole a pole směrem na Dubrovník (obr. 28). Tyto dvě části spojuje speciální kloub. Betonová část byla postavena dobře zavedenou metodou

letmé betonáže. Zavěšená část má vějířově uspořádané závěsy, které přenášejí zatížení do pylonu tvaru A. Původně byla navržena nosná konstrukce zavěšeného mostu přes celé hlavní pole a tato neobvyklá kombinace byla použita ve snaze snížit celkové náklady na stavbu a též směrovými poměry na splitské straně. Zde jsou 2/3 krajního pole v kruhovém oblouku a přechodnice zasahuje i malou část hlavního pole, což si vynutilo asymetrické uspořádání. Profesor Stráský z brněnské univerzity navrhl neobyčejně atraktivní řešení, symetrický zavěšený most s konstrukcí předpjaté betonové mostovky zakřivené v půdorysu. To by značně zmenšilo nejvážnější problém, s přenášením sil od větru a zemětřesení a navíc by také zlepšilo vzhled mostu v této turisticky exponované oblasti. Chorvatské silniční ředitelství však této příležitosti nevyužilo. Závěsy jsou uspořádány ve dvou rovinách, které se protínají ve vrcholu pylonu. Pylon, konstrukce mostovky a závěsy vytvářejí prostorový nosník, který působí příznivě jak z hlediska statického, tak i dynamického. Konstrukce mostovky sestává ze dvou ocelových hlavních nosníků průřezu I výšky 2 m, příčníků průřezu I výšky 1,3 m v osové vzdálenosti 5,0 m, železobetonové desky mostovky tloušťky 0,25 m spřažené s hlavními nosníky a příčníky a zavětrovacího nosníku připevněného ke spodním pásům hlavních nosníků (obr. 29). Nezbytnost zavětrování vyplynula ze zkoušek v aerodynamickém tunelu, které se prováděly na Technické univerzitě v Cáchách. Tento první zavěšený most v Chorvatsku byl dokončen v květnu 2002 (obr. 30).

Obr. 28 Podélná dispozice Dubrovnického mostu Fig. 28 Longitudinal layout of the Dubrovnik bridge

Obr. 29 Příčné řezy Dubrovnickým mostem Fig. 29 Cross-sections of the Dubrovnik bridge

Obr. 30 Pohled na dostavěný Dubrovnický most Fig. 30 A view of the completed Dubrovnik bridge

r


4/2006

STAVEBNÍ

Obr. 31 Příčný řez a podélná disposice mostu v Martinské vsi Fig. 31 Cross-section and longitudinal layout of the Martinska ves bridge

Visutý most pro pěší u Martinské vsi Toto je třetí visutý most pro pěší v Chorvatsku, po dvou mostech přes řeku Drávu u Pitomače a v Osijeku. Původně byl navržen výhradně pro pěší provoz, ale ukázalo se, že přes most mohou jezdit i vozidla až do hmotnosti 5 t; jednosměrně střídavě, při řízení signálními světly. Lodní doprava po řece Sávě vyžaduje


plavební otvor zahrnující téměř celou šířku řeky, čímž se omezil výběr konstrukčního typu [13]. Hlavní kabely sestávají z vinutých uzavřených lan ∅ 80 mm s mezí únosnosti 6 390 kN. Kabely jsou zakotveny do betonových kotevních bloků založených na 12 vrtaných pilotách ∅ 1,5 m. Spodní část železobetonového pylonu, pod výztužným nosníkem mostovky, tvoří mohutný blok o rozměrech 10,7 x 2 x 6 m a horní část, která je vysoká 22,2 m, je na vrcholu ukončená ocelolitinovým sedlem. Každý pylon je založen na 6 vrtaných pilotách ∅ 1,5 m, délky 12 až 18 m. Výztužný nosník je vytvořen ze železobetonových prefabrikovaných segmentů dlouhých 3,6 m, ve tvaru dvou obdélníkových okrajových žeber s mostovkovou deskou o minimální tloušťce 0,19 m, spojených monolitickými spárami širokými 0,4 m (obr. 31). Nosník je zavěšený na šikmých závěsech ve vzdálenosti 4 m, vyrobených z ocelových prutů o ∅ 36 mm. Pro dosažení minimálního tlaku v betonu 5,0 N/mm2, jsou nosníky předpjaté čtyřmi předpínacími vložkami (kabely). Most byl dostavěn v létě 2002. Trámový most extrados – most Vlasti u Záhřebu Na popud úřadu Chorvatského vodního hospodářství, v souvislosti s potřebou převedení přivaděče pitné vody (3,5 m3/s) a kanalizačního sběrače odpadních vod (1,5 m3/s) z levého břehu

Obr. 32 Podélná disposice mostu Vlasti u Záhřebu Fig. 32 Longitudinal layout of the Homeland bridge near Zagreb Obr. 33 Příčný řez mostem Vlasti u Záhřebu Fig. 33 Cross-section of the Homeland bridge Obr. 34 Pohled na rozestavěný most Vlasti Fig. 34 A view of the Homeland bridge under construction


4/2006

s

STAVEBNÍ


řeky Sávy na pravý, byl vypracován program pro koncepční návrh mostu přes Sávu na jihovýchodním předměstí Záhřebu a bylo vyhlášeno výběrové řízení. Most má převzít dopravu z nového záhřebského letiště i přilehlé části Chorvatska. Podobě mostu byla věnována zvláštní pozornost, protože se stane význačným objektem reprezentujícím jihovýchodní bránu do Záhřebu. Do soutěže se přihlásilo sedm expertních skupin. Zvítězila skupina z Chorvatského ústavu pro mosty a konstrukce [14]. Koryto řeky bude přemostěno jediným polem, což vedlo k použití konstrukce trámu extrados, poprvé v Chorvatsku, který má vně umístěnou předpínací výztuž nad průřezem. Větší pole se střídají v pravidelném rytmu i nad zátopovou oblastí. Proto nosnou konstrukcí tvoří spojitý nosník s poli 48 + 4 x 60 + 72 + 120 + 72 + 60 + 48 m (obr. 32). Deviátory, krátké pylony, jsou umístěny na nosné konstrukci mostu, nad pilíři na říčním břehu. Příčné uspořádání mostu vychází z uspořádání dopravních pruhů pro tramvajové linky, jízdních a cyklistických pásů a chodníků a též i z nezbytnosti převést kanalizační a vodovodní potrubí přes most (obr. 33). Vzhledem ke značné konečné šířce mostu je průřez mostu navržen v souladu s dvoufázovou výstavbou nosné konstrukce. Nejdříve se betonuje jádro komorového nosníku společně s krátkými konzolami (1 m). Po dokončení dvou polí se betonují zbývající části konzol, podepřené ocelovými vzpěrami, po délkových úsecích rovných délce polí v částech nad zátopovou oblastí nebo v délkách 6 m nad říčním korytem. Pole nad zátopovou oblastí se betonují technologií po polích postupně vpřed na těžkém trubkového podpěrném lešení. Hlavní pole je letmo betonované po úsecích délky 4 m, s postupným vyvěšováním a předpínáním nosné konstrukce vnějšími předpínacími kabely ve vzdálenostech 6 m. Aby bylo možné postavit deviátory a namontovat vozík pro letmou betonáž, betonují se první úseky sousedící s pilíři na říčním břehu na trubkovém podpěrném lešení. Část nosné konstrukce druhé fáze nad zátopovou oblastí se betonuje po jednotlivých polích ihned po dokončení první fáze, ze stejného podpěrného lešení. V hlavním poli se druhá fáze vytváří opět letmou betonáží po úsecích o délce 6 m. Výstavba mostu pokračuje a má být dokončena v roce 2006 (obr. 34). MOSTY

Z P R E F A B R I K O V A N Ý C H N O S N Í K Ů Z P Ř E D P J AT É H O

BETONU

Jako všude ve světě byla i v Chorvatsku převážná část silničních mostů postavena z prefabrikovaných nosníků z předpjatého betonu, vzájemně spojených monolitickými příčníky a monolitickou mostovkovou deskou. Podélné spojitosti bylo nejčastěji dosaženo na úrovni mostovky pomocí spojovacích desek, ale byla aplikována i řešení s plnou spojitostí. V posledních patnácti letech převažují tři typy průřezů: I – s širokým horním pásem, T a U – žlab. V některých případech je šířka horního pásu nosníků taková, že nevyžaduje použití bednění mostovky. Když most překračuje řeku s velkým záplavovým územím a šířka řeky nepřesahuje dvojnásobek délky pole příjezdových ramp, konstrukční typ použitý nad záplavovou oblastí bývá použit i nad řekou, ale s monolitickými nosníky, které mají náběhy o délce rovnající se délce polí ramp. Tyto nosníky jsou pak provedeny jako plně spojité s prefabrikovanými nosníky vedlejších polí. Nadjezdy byly zpravidla stavěny z prefabrikovaných, předem předpjatých dílců, vylehčené desky nebo komůrkové nosníky t

Literatura: [1] Rimac V., Dekanović Đ.: Viaduct Bajer on the Karlovac – Rijeka highway. Croatian national report, XII FIP Congress, Washington, D. C. May 29 – June 2, 1994. pp. 107–114 [2] Radić J., Šavor Z., et al.: Bridges on new Croatian highways. Croatian national report, I fib Congress, Osaka, Japan, October 13 – 19 2003, pp. 97–103 [3] Ilić K.: Draga viaduct on section Skradin – Šibenik. Proceedings of the First congress of Croatian bridge builders, Brioni Islands, 2005, 131-143 (in Croatian) [4] Marić Z., Ačanski V.: The Hreljin viaduct on the Karlovac – Rijeka highway. Croatian national report, XII FIP Congress, Washington, D. C. May 29 – June 2, 1994. pp. 118–126 [5] Šavor K., Šavor Z., Jašarević I., Pintarić N.: The bridge over the Rječina near Rijeka. Yugoslav achievements, XI FIP Congress, Hamburg, 1990, Ceste i mostovi 36 (1990), 5–6, pp. 155–159 [6] Lustig R., et al.: Bridge «Guduča». Proceedings of the First congress of Croatian bridge builders, Brioni Islands, 2005, 81–93 (v chorvatštině) [7] Dekanović Đ.: Peculiarities of construction of the bridge over the Pazinska jama. Croatian national report, XII FIP Congress, Washington, D. C. May 29 – June 2, 1994, pp. 153–157 [8] Čandrlić V., Radić J., Šavor Z., Friedl M., Žderić Ž.: Design and construction of the Maslenica highway bridge. Croatian national report, XIII FIP Congress, Amsterdam, May 23 – 28 1998, pp. 3–16 [9] Šavor Z., Radić J., Puž G.: Krka river bridge near Skradin. Proceedings of the 4th International Conference on Arch Bridges – Advances in Assessment, Structural Design and Construction – ARCH ‘04, 17–19 November 2004, Barcelona, Spain, pp. 558–565 [10] Marić Z., Šavor Z.: The bridge over the Krka river on the Zagreb – Split motorway. Concrete Structures, Budapest, Vol. 6 (2005), pp. 47–51 [11] Sesar P., Marić Z., Dekanović Đ.: The bridge over the Dobra in Ogulin, Croatia. Croatian national report, XIII FIP Congress, Amsterdam, May 23 – 28 1998, pp. 17–21 [12] Šavor Z., et al.: The bridge across Rijeka Dubrovačka. Croatian national report, I fib Congress, Osaka, Japan, October 13–19 2003, pp. 15–20 [13] Šavor Z., et al.: Some new Croatian bridges. Croatian national report, I fib Congress, Osaka, Japan, October 13 – 19 2003, pp. 21–26 [14] Marić Z.: Contest for the Homeland bridge in Zagreb. Croatian national report, XIII FIP Congress, Amsterdam, May 23 – 28 1998, pp. 125–138 [15] Šavor Z., et al.: New bridge designs by the Structural department of Civil Engineering faculty in Zagreb. Croatian national report, I fib Congress, Osaka, Japan, October 13 – 19 2003, pp. 85–90

podle velikosti rozpětí, spojených podélnými mokrými spárami, v konstrukční úpravě přenášející smykovou sílu. Tato technologie, která předpokládá, že i sloupy pilířů a opěr a jejich hlavice jsou prefabrikované, se do Chorvatska dostala z Itálie koncem 70. let 20. století. Prokázala se sice její efektivnost, ale problémy s trvanlivostí těchto konstrukcí se projevují stále zřetelněji.


4/2006

STAVEBNÍ


M O S T Y , K T E R É S E M A J Í S TAV Ě T V B L Í Z K É B U D O U C N O S T I Vedle velkého počtu mostů výše popsaných typů, které se budou stavět na dálnicích i jinde, je ještě několik mostů, které si v této zprávě zaslouží zmínku. Především je to most přes řeku Kupa v Sisaku. Bude to zavěšený most symetrické dispozice s poli 2 x 86 m a s předpjatou betonovou konstrukcí mostovky. Výstavba má začít počátkem jara roku 2006. Most Koranske mlinice [15] bude stát v chráněném území, kde objízdná komunikace kolem města Slunj překračuje údolí řeky Korana. Ze tří návrhů byl vybrán předpjatý betonový spojitý nosník o proměnné výšce 2,5 až 5,5 m. Návrh byl přizpůsoben pro letmou betonáž. Rozpětí hlavního pole 100 m vyplynulo z požadavku co nejúčinnějšího zmírnění dopadů na životní prostředí. Celková délka mostu bude 292 m, výstavba má začít počátkem příštího roku. Několik velkých mostů se má vybudovat v rámci rozšíření Jadransko-Jónské dálnice v úseku Split – Ploče. Budou vybudovány metodou letmé betonáže, celková délka jednoho z nich přesahuje 600 m a postupným vysouváním o poněkud kratších délkách. V místě, kde tato dálnice přetíná údolí řeky Cetina, ve městě Omiš, kde je přírodní prostředí mimořádně citlivé, se plánuje stavba mostu obloukového s táhlem s rozpětím 100 m. Státní silnice spojující Omiš s vnitrozemím také přetíná Cetinu, takže se musí vybudovat další železobetonový obloukový most o rozpětí 140,3 m. Stavba je také plánována na počátek příštího roku. Národní rozvojový program pro Chorvatské ostrovy určuje dlouhodobou strategii vlády s primárním cílem vrátit na ostrovy život. Prvním úkolem je zlepšit dopravní spojení na ostrovy, a to především zřízením pevného spojení. Most spojující pevninu s ostrovem Pašman u Zadaru, šířka kanálu je 2 200 m, je jedním z těch, které mají být postaveny nejdříve [15]. Ze tří předložených návrhů má největší naději na úspěch zavěšený most s hlavním polem o rozpětí 500 m. I u dalších chorvatských ostrovů se v rámci daného programu dají očekávat podobná inženýrská díla. Prof. Zvonimir Marić, PhD. Fakulta stavební v Osijeku Ul. Crkvena 21, 31 000 Osijek, Croatia e-mail: [email protected] Damir Tkalčić, MSc., Civ. Eng., PE Institut stavebního inženýrství Chorvatska ul. J. Rakuše 1, 10 000 Zagreb, Croatia e-mail: [email protected]


4/2006

u

ESTAKÁDA A PLOŠINA V PRAZE-RUZYNI

U LETIŠTNÍHO

TERMINÁLU SEVER 2

APPROACH BRIDGE AND PLATFORM AT THE NORTH 2 TERMINAL OF PRAGUE RUZYNĚ AIRPORT MILAN KALNÝ, JAN KOMANEC, VLADIMÍR ENGLER Pro cestující, kteří odlétají z letiště PrahaRuzyně do zemí Schengenského prostoru, slouží od 17. ledna 2006 nově otevřený Terminál Sever 2. Je jedním z nejmodernějších v Evropě a výrazně zvýší komfort a pohodlí pro cestující. Realizace Terminálu Sever 2 umožnila nárůst kapacity letiště na 10 milionů cestujících ročně, s možností rozšíření až na 15 milionů. Patrové řešení nového terminálu si vyžádalo také rozdělení dopravy v prostoru před terminálem do dvou úrovní. Komunikace v horním podlaží je přivedena po objektu estakády na rozsáhlou plošinu před terminálem. Nové stavby se vyznačují funkčností a jednoduchou estetikou. The new North 2 Terminal at Prague Ruzyně Airport was opened on the 17th January 2006 providing services for passengers travelling from Prague to

the Schengen Area countries. It is one of the most modern airports in Europe and will increase the comfort and convenience of passangers. Implementation of the North 2 Terminal has enabled airport capacity to increase to 10 million passengers annually, with possible expansion to nearly 15 million. Design of the new terminal on two floors also led to the separation of transport in front of the terminal onto two levels. An elevated approach road leads to a large platform joining closely to the building. The new structures are noted for functionality and simple aesthetics. Plošina s příjezdovou a odjezdovou rampou se napojuje na hlavní komunikaci přednádraží. Na úrovni 1. NP vytváří obslužný dopravní prostor umožňující oddělení příletů a odletů ve vlastní letištní budově do dvou úrovní. Plošina stavebně navazuje na objekt Terminálu Sever 2 a je s ním propojena několika vloženými

lávkami a konstrukcemi eskalátorů. Výhledově je v souběhu s příjezdovou estakádou počítáno se stavbou konečné stanice rychlodráhy. Ta bude propojena s objektem terminálu podzemní chodbou. Prostorově jsou rozměry a umístění pilířů vymezeny přecházenými nebo souběžnými komunikacemi a velkým množstvím inženýrských sítí v prostoru letiště. Mostní konstrukce se skládá z příjezdové liniové estakády a plošiny u terminálu se sestupnou rampou, která má charakter plošné stavby s podporami v dvousměrné pravoúhlé modulové síti. K mostním konstrukcím patří také dvě lávky pro pěší, odbočující z estakády k Parkingu C a k nově budovanému hotelu. Z A LO Ž E N Í O B J E K T Ů Geologická stavba území si vyžádala hlubinné založení každého pilíře estakády na trojici vrtaných pilot průměru 900 až 1 200 mm. Založení komplikovala skutečnost, že těsně vedle pilot se v budouc-

Obr. 2 Příčný řez estakádou Fig. 2 Approach bridge cross-section Obr. 1 Situace Fig. 1 Layout

16

Obr. 3 Příčný řez plošinou před terminálem Fig. 3 Platform cross-section


4/2006

Obr. 4 Celkový pohled na letiště s novou estakádou Fig. 4 General view of the airport with new approach bridge

nu uvažuje s hloubením výkopu pro stanici rychlodráhy s příčnými přístupovými chodbami. Pata pilot proto je zahloubena pod úroveň plánovaného výkopu. Založení umožní hloubit stavební jámu pro rychlodráhu při zachování provozu za pomoci postupného přikotvování odkrývaných pilot. Sloupy pod plošinou u terminálu jsou založeny na pilotách průměru 900 až 1 200 mm. Piloty jsou opřeny do úrovně navětralých nebo spongilitických slínovců třídy R2 až R3. Založení v této části komplikovalo vedení hloubkové kanalizace, zavazadlového tunelu a silničních ramp obsluhujících suterénní prostory. Stabilita základů je zde zajištěna zdvojením pilot a sloupy ve stěně rampy přebírají i tlak zeminy. Opěrné zdi podél rampy jsou vloženy mezi pilíře. Komplikované založení sloupů je také v místě křížení s chodbou, spojující terminál s budoucí stanicí rychlodráhy. Postupné překládání inženýrských sítí si vyžádalo hledání optimálního postupu výstavby. Spodní stavba Opěry na estakádě i sestupné rampě jsou nízké, hlubinně založené a bez přechodo-

Obr. 5 Estakáda s lávkami do parkingu a hotelu Fig. 5 Approach bridge with footbridges to parking and hotel

vých desek. Opěra u estakády je vybavena revizní komorou pro kontrolu ložisek, která se využívá také k umístění nádrží na solanku pro postřik nájezdu ve sklonu téměř 8 %. Pilíře mostních konstrukcí situované v místech hustého pěšího i automobilového provozu spoluvytvářejí architektonický ráz letiště. Jejich umístění odpovídá modulové síti sloupů v budovách obou terminálů. Vysoké nároky byly kladeny i z hlediska tvarování a povrchů. Pilíře pod estakádou mají tvar obdélníka rozměrů 1,9 x 1,4 m se zaoblenými rohy a členěnými plochami s pohledovým betonem, jehož povrchová úprava byla vytvořena pomocí matric, vkládaných do bednění. Žádný z pilířů v celé délce příjezdové estakády nebylo možné ve stísněných poměrech letiště rozšířit. Proto je nosná konstrukce na všech pilířích uložena na dvojici ložisek, jejichž osová vzdálenost je pouze 1,1 m u běžných pilířů a 1,3 m u pilířů pod dilatacemi. Pilíře mají na delší straně niky pro svody odvodnění mostu. Niky jsou zakryty deskami ze sklovláknobetonu se speciální povrchovou úpravou. Pilíře pod plošinou u terminálu jsou v ose nejblíže terminálu kruhové prů-

měru 0,6 m. V ostatních osách z důvodu zakrytí odpadního potrubí jsou pilíře oválné s poloosami 0,9 a 0,6 m, v polích o rozpětí 15 m se rozměr těchto pilířů zvětšuje na 1,1 x 0,8 m. Ložiska na oválných pilířích jsou s ohledem na minimalizaci rozměrů umístěna excentricky. Dilatační pilíře s dvojicí ložisek jsou prodlouženy na 1,5 m. Všechny pilíře jsou na základě architektonického požadavku na hladkost povrchu navrženy z neprovzdušněného betonu C 30/37-XF1. Ochrana pilířů před účinky rozmrazujících solí je zajištěna nátěry. Nosná konstrukce Mostní konstrukci příjezdové estakády tvoří spojité nosníky z předpjatého betonu C 30/37-XF2, rozdělené do tří dilatačních úseků s 23 poli celkové délky 376,5 m. Z konstrukce odbočují kolmo dvě lávky z předpjatého betonu, které výrazně ovlivňují namáhání hlavní konstrukce. Oblast napojení jedné z lávek uprostřed pole si proto vyžádala použití betonu C 35/45XF2. Rozpětí polí jsou volena s ohledem na dispoziční uspořádání ploch pod estakádou a modulový systém stávajícího terminálu. Při omezené konstrukční výšce

Obr. 7 Volný prostor pod plošinou využívá parkoviště pro přílety Fig. 7 Large space under the platform is used for the arrivals parking

Obr. 6 Připojení estakády k plošině Fig. 6 Approach bridge joining to the platform BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2006

17

má běžné pole délku 18 m, krajní pole a pole s připojenou lávkou jsou zkrácena na 12 m. Pevné uložení jednotlivých dilatačních celků je v místech připojení lávek. Dilatace je provedena uložením sousedních dilatačních dílů na společný pilíř. Nosnou konstrukci v příčném směru tvoří deskový průřez tloušťky 0,78 m se zaoblenými hranami a konzolami. Konstrukce se od opěry až k připojení chodníku pro pěší z navazující lávky postupně rozšiřuje, je v oblouku a stoupá ve sklonu 7,9 %. V dalším průběhu je šířka konstrukce konstantní 9,94 m. Konstrukce dvou lávek z předpjatého betonu C 30/37-XF2 jsou vetknuty do konstrukce estakády. Lávka do parkingu má délku nosné konstrukce 15,8 m a je pomocí ocelových táhel zavěšena na konstrukci Parkingu C. Lávka k budoucímu hotelu je dlouhá 17,2 m a je před koncem uložena na samostatném pilíři. Konstrukci plošiny před terminálem tvoří spojitá deska z předpjatého betonu C 30/37-XF2. V podélném směru se konstrukce skládá z devatenácti polí, rozdělených do dvou dilatačních úseků celkové délky 261,5 m. Rozpětí polí vycházejí z uspořádání sloupů v novém Terminálu Sever 2. Hlavní pole jsou ve směru podélné osy dlouhá 15 m, krajní mají poloviční délku. Oba dilatační celky mají pevné uložení přibližně uprostřed své délky. Dilatace je provedena uložením na dvě samostatná ložiska na společném pilíři. V příčném směru se jedná o třípolovou konstrukci s konstantní šířkou ve dvanácti polích před budovou terminálu. Konstrukce je podepřená v osách, ležících ve vzdálenostech 13,4 + 13,3 Spotřeby materiálů na m2 Plošina Estakáda

Plocha [m2]

Beton [m3]

Betonářská výztuž [kg]

Předpínací výztuž [kg]

7 546 3 861

0,500 0,505

68,9 59,4

14,3 14,1

+ 6,1 m. Celková šířka v příčném směru je v této části 36 m. Nosnou konstrukci tvoří deskový průřez se zesílenými podporovými předpjatými pásy v obou směrech, vytvářejících pravoúhlý roštový systém. Hrany průřezu jsou opět zaobleny. Zesílený pás má tloušťku 0,75 m a je široký 2 m. Deska mezi těmito pásy má konstantní tloušťku 0,35 m. Za budovou terminálu se konstrukce zužuje a dále přechází do sjízdné rampy, podepřené v příčném směru dvěma sloupy osově vzdálenými 5,1 m. V místě dilatací jsou okraje obou přilehlých deskových částí nosných konstrukcí lokálně zesíleny příčnými trámy. Niveleta je na plošině v podélném směru vodorovná, v navazující sjízdné rampě klesá ve spádu 6 % na úroveň terénu. Návrh nosné konstrukce plošiny komplikoval požadavek na nadstandardní množství chrániček pro kabelové systémy v prostoru před terminálem. Místy proto musely být chráničky ve velkém počtu vedeny uvnitř nosné konstrukce. Na okraji plošiny podél krajní osy jsou uloženy ocelové přístupové lávky do objektu terminálu. V Y B AV E N Í M O S T N Í C H K O N S T R U K C Í Kromě standardního mostního vybavení obsahují konstrukce prvky zohledňující zvýšený provoz pěších a architektonický význam objektu. Chodník vedený po estakádě je zakrytý proskleným přístřeškem s ocelovými rámy kotvenými přímo do nosné konstrukce. Přístřešky pokračují i na lávkách. Zábradlí podél přístřešků je z nerezové oceli. V ostatních částech mostu jsou římsy železobetonové s parapetní zídkou. Spodní část říms je dutá, zakrytá nerezovým plechem. V tomto prostoru jsou převáděny kabely elektro. Většina kabelů je ale vedena v chráničkách, umístěných přímo v římsách, včetně instalačních šachet. Povrch pochozí části říms je chráněn polyuretanovou stěrkou s posypem. Vozovka má celkovou tloušťku 85 mm včetně izolace. V úsecích s podélným spádem jsou umístěny sondy pro signalizaci náledí. Mostní závěry jsou kobercové pro posuny 200 mm. Odvodňovací žlábek šířky 0,5 m má na vodorovObr. 8 Předpjaté podporové pásy vyztužují plošinu v obou směrech Fig. 8 Prestressed supporting strips reinforce the platform in both ways

18

né konstrukci min. podélný spád 0,3 %. Odvodňovače jsou z ocelolitiny o rozměrech 500/300. Přípojné potrubí je z nerezavějící oceli DN 150. Svislé svody jsou zapuštěny do niky v pilířích a zakryty deskami z dílců ze sklovláknobetonu s designem podle přilehlých ploch. Před budovou nového terminálu jsou umístěny sloupky, zabraňující vjezdu na chodník a do budovy. Sloupky, stejně jako další drobné prvky, dotvářejí celkové působení konstrukce. Na estakádě jsou dále umístěny sloupy veřejného osvětlení, parkovací zařízení, kamerové systémy, informační tabule a další zařízení. Z ÁV Ě R Projekt rozšíření letiště vypracovala firma Nikodém a Partner, s. r. o. Zadávací dokumentaci pro mostní konstrukce připravila firma Novák & Partner, s. r. o. Před realizací stavby navrhl Pontex, s. r. o., pro zhotovitele změnu projektu spočívající v přepracování nosných konstrukcí na předpjatý beton, vypuštění některých pilířů a dilatačních závěrů, zvětšení rozpětí, zjednodušení zakládání a zrychlení výstavby. Realizační dokumentaci pro estakádu vypracovala firma Novák & Partner, s. r. o., pro plošinu firma Pontex, s. r. o. Dopravní stavby na mostních konstrukcích o ploše 11 400 m2 postavilo Sdružení Doprastav, a. s., a Metrostav, a. s., subdodavatelem plošiny byla firma SMP CZ, a. s. Nosné konstrukce celého objektu se stavěly po částech na pevné skruži a byly dokončeny v říjnu 2004, deset měsíců po zahájení stavby. Investiční náklady pro dopravní stavby na mostech činí 465 mil. Kč. I při vysokých nárocích investora Letiště Praha, s. p., na kvalitu prací a vzhled konstrukcí se podařilo dosáhnout velmi rychlého postupu výstavby. Plošina s estakádou je esteticky začleněna do komplexu moderních letištních budov, vytvářejících vstupní bránu do hlavního města. Ing. Milan Kalný e-mail: [email protected] Ing. Jan Komanec e-mail: [email protected] oba: Pontex, s. r. o. Bezová 1658, 147 14 Praha 4 Ing. Vladimír Engler e-mail: [email protected] Novák & Partner, s. r. o. Perucká 1, 125 00 Praha 2


4/2006

MOBILNÍ

BETONÁRKA

C I FA C O M P AC T E A SY 1 5 0 0

Na letošní výstavě INTERMAT v Paříži představil italský výrobce techniky pro výrobu, dopravu a ukládání betonu kromě jiných i novou betonárku, kompaktní mobilní CIFA COMPACTEASY 1500. Jde o další výrazný počin firmy CIFA směrem k jednoduché, spolehlivé a kvalitní konstrukci, jejímž cílem je nabídnout uživateli vysokou kvalitu výrobku. Betonárka COMPACTEASY 1500 splňuje požadavky vysoké kvality a výkonu bez vysokých nákladů na instalaci betonárky, včetně nákladů na základy. Celou betonárku lze snadno a levně postavit a připravit k práci a stejně tak složit a na jednom podvozku převézt na další pracovní místo. Hlavní části betonárky jsou zásobníky kameniva, skip s dráhou s váhou, konstrukce pro míchačku a dávkovací zařízení cementu a vody a řídící kabina. Celou tuto betonárku, jejíž schéma je na obrázku č. 1, lze složit na jeden návěs a snadno přepravit. Technická data, výkony a rozměry betonárky COMPACTEASY 1500 jsou uvedeny v tabulce č. 1. Zásobník kameniva pro 4 frakce je sestaven z bočních a dělících panelů, složených při přepravě v jeden celek. Doplňování kameniva je prováděno buď z rampy nákladními automobily nebo čelním nakladačem. Každá komora je vybavena pneumaticky ovládanými dávkovacími bránami a celý zásobník je doplněn o váhy kameniva. Elektronický výstup je vyveden do kabiny operátora, která je integrována do stavby jednotky a je umístěna mezi zásobníkem kameniva a konstrukcí s míchačkou a plněním do mixů (tab. 1). Operátor z řídícího panelu ovládá chod celé betonárky. CIFA COMPACTEASY 1500 je standardně vybavena automatickým systémem řízení CIFAMATIC 2.2. Mezi jeho hlavní funkce patří řízení a správa celého výrobního cyklu (dávkování a vážení kameniva, cementu a vody, popř. aditiv) včetně řešení možných diskrepancí. Řízení vychází z databáze až 2000 různých předpisů betonu. Přehledný display s jednoduchým schématickým zobrazením jednotlivých částí betonárky zaručuje pohodlné a přesné řízení provozu. CIFAMATIC 2.2 kontroluje, vyhodnocuje a ovládá jednotlivé komponenty a jejich provozní stavy, jako jsou dávkování až 6 typů kameniva, automatické ovládání elektrických vibrátorů pro dávkování písků, umožňuje nastavení hodnoty vlhkosti pro 2 písky a také automaticky kompenzuje poměr kamenivo/voda podle nastavené vlhkosti, automaticky řídí dávkování až 4 typů cementu a ovládá fluidní jednotku, automaticky dávkuje až 4 typy aditiv na nezávislých váhách atd. CIFA COMPACTEASY 1500 je vybavena klasickou a osvědčenou 2-hřídelovou míchačkou typu CIFA TS 2250/1500, vybavenou standardně „air-bagem“ s jedním vyprazdňovacím otvorem. Celá míchací komora je obložena opotřebitelnými deskami, výměnné lopatky a ramena jsou z vysoceotěruvzdorných materiálů. BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

Veličina Výkon betonárky pro beton dle DIN 1045 Kapacita míchačky pro suchou náplň Výkon pro jednu dávku Počet frakcí kameniva Celková kapacita zásobníku kameniva Maximální velikost zrna Kapacita vážícího zařízení kameniva Kapacita vážícího zařízení cementu Kapacita vážícího zařízení vody Výška oboustranné zásobovací rampy Tlak na zem Instalovaný příkon Provozní napětí Rozměry pro silniční přepravu Celková hmotnost SHODA s EUROKÓDY Seismická odolnost Větrná zátěž Sněhová zátěž Tab. 1

Jedn. m3/h l l m3 mm kg kg kg m kg/cm2 kW V/Hz dxvxš kg

55 2250 1500 4 45 32 3000 700 350 2,3 5 88 400/50 14,3 x 2,5 x 3,3 25 000

Cat. Cat. Cat.

2 1 1

Technická data COMPACTEASY 1500

Betonárka může být vybavena celou řadou doplňujících zařízení, jako jsou pneumaticky plněná cementová sila kapacity od 50 do 140 m3 cementu, šekové dopravníky o ∅ 193 mm a o délce 13,5 m, filtry na střeše sila. Mezi další vybavení na přání patří počítačový řídící systém CIFA PC-BATCH, lokalizovaný v českém jazyce, dávkovací a vážící zařízení pro dávkování aditiv, samostatná řídící kabina, místo kabiny zabudované do betonárky, automatický vysokotlaký systém mytí míchačky atd. V neposlední řadě významným doplňkem, dnes již nezbytností každé betonárky, je recyklace čerstvého betonu. CIFA pro tyto účely používá systém VIBROWASH. Recyklační jednotka VIBROWASH je tvořena vibračním polyuretanovým sítem, zásobovaným zbytkovým betonem z násypky a položeným nad usazovací nádrží. Síto je poháněné dvěma výkonnými vibrátory a dopravuje tuhá rezidua do výsypky, zatímco voda a jemné části propadávají do usazovací nádrže. Baterie sprch, umístěné nad sítem promývají zbytkový beton během posunu na sítě. Systém VIBROWASH tedy nejen chrání životní prostředí ale dosahuje výrazných ekonomických úspor při provozu betonárky. Nová betonárka CIFA COMPACTEASY 1500 bude jistě zajímavá i pro odběratele na českém a slovenském trhu. CIFA i její zastoupení pro ČR a SR, Agrotec a.s. je připravena Vám poskytnout bližší informace. Ing. Jaroslav Dudr Agrotec a.s. Zastoupení CIFA pro ČR a SR [email protected] www.cifa.cz 4/2006

19

BETÓNOVÉ KONŠTRUKCIE NA DIAĽNICI D1 V VRTIŽER-HRIČOVSKÉ PODHRADIE CONC R ETE STR UCTU R ES ON D1 MOTORWAY I N VRTIŽER-HRIČOVSKÉ PODHRADIE SECTION GABRIEL TEVEC Celková dĺžka diaľnice D1 v úseku Vrtižer-Hričovské Podhradie je 12,9 km a z 23 % trasy je vedená na mostoch. V závislosti na pôdorysnom vedení a potrebe mostných konštrukcií sú pre ich realizáciu zvolené tri základné druhy technológie výstavby: monolitické mosty na pevnej skruži, mosty prevažne letmo betónované s časťami vyhotovenými na pevnej skruži, mosty z tyčových prefabrikátov. The entire length of the D1 motorway in the Vrtižer-Hričovské Podhradie section is 12.9 km and 23 % of it rests on bridges. Depending on the ground plan and need for bridge structures, three basic methods of construction technoloObr. 1 Trasa diaľnice D1 – úsek Vrtižer-Hričovské Podhradie Fig. 1 D1 motorway route – section Vrtižer-Hričovské Podhradie

gy have been chosen for their erection, including monolithic bridges on scaffolding, bridges mostly concreted using the free cantilever concreting method with components produced on scaffolding, and bridges from beam prefabricated members.

THE

možno už považovať za rutinnú činnosť. Úspech vo výstavbe závisí od optimálneho členenia objektu a v tej súvislosti aj od racionálného mnohonásobného opakovania podperných konštrukcii a debnenia pri postupnom vnášaní predpätia. MOSTY

V druhej polovici roku 2004 Doprastav, a. s., Bratislava ako poverený zhotoviteľ diela začal so stavebnými prácami na úseku diaľnice D1 v úseku Vrtižer-Hričovské Podhradie. Celková dĺžka diaľnice D1 v tomto úseku je 12,9 km a väčšina trasy je situovaná v inundačnom území rieky Váh, ktorú diaľnica v sledovanom úseku dvakrát prekračuje. Celková plocha nosnej konštrukcie 19 mostov je 86 000 m2, čo znamená, že 23 % celej trasy diaľnice je vedená na mostoch. V závislosti na pôdorysnom vedení a potrebe mostných konštrukcií sú pre ich realizáciu zvolené tri základné druhy technológie výstavby: MONOLITICKÉ

MOSTY NA PEVNEJ

SKRUŽI

V miestach napojenia na štátnu cestu I/61 v pôdorysne zložitom rozvetvení sa uplatnila metóda postupnej výstavby na pevnej skruži. Projektovanie a výstavbu monolitických mostov na pevnej skruži

Obr. 2 Pevná skruž z prvkov PIŽMO Fig. 2 Scaffolding from auxiliary elements

20

ÚSEKU

P R E VA Ž N E L E T M O

B E T Ó N O VA N É S Č A S ŤA M I V Y H OT O V E N Ý M I N A P E V N E J S K R U Ž I

Na dvojnásobné premostenie Váhu sa použila metóda letmej betonáže. Pri oboch premosteniach Váhu sa uplatnila rámová podpera s obojstrannými letmo betónovanými konzolami. Obe konzoly s premennou výškou prierezu sa vyhotovili tzv. veľkými betónovacími vozíkmi s priehradovou nosnou konštrukciou nad budovaným betónovým prierezom. Použitie rámovej konštrukcie je výhodné predovšetkým preto, lebo odpadá potreba zabezpečenia stability vahadla pomocnými dočasnými konštrukciami v priebehu výstavby. Rozhodujúce rozpätia 92 a 72 m premostenia koryta Váhu boli vyhotovené symetricky betónovanými rámovými konštrukciami (vahadlami) a zostávajúca časť bola betónovaná tzv. malým betónovacím vozíkom. Malý betónovací vozík umožňuje betónovať komorový prierez v dvoch Obr. 3 Zhotovenie konzoly vahadla „veľkým vozíkom“ Fig. 3 Production of the lifting beam cantilever by means of a “large truck“


4/2006

etapách – najprv spodnú dosku a trámy, potom hornú dosku. Toto originálne betónovacie zariadenie má úspornú nosnú vzperadlovú konštrukciu umiestnenú pod budovaným komorovým prierezom a poskytuje komfortný pracovný priestor pre uloženie výstuže a betónu (obr. 6). Vzhľadom na rýchlu inštaláciu malého betónovacieho vozíka na zárodok (za 1 deň), ako i vzhľadom na ďalšie výhody (malá hmotnosť, otvorený systém pre rôzne variácie prierezu) je táto metóda dvojetapovej letmej betonáže na stavbách realizovaných spoločnosťou Doprastav často používaná. Používa sa často aj v kombinácii s inými technológiami. M O S T Y Z T Y Č O V Ý C H P R E F A B R I K ÁT O V Na desiatich mostoch na opisovanom úseku diaľnice nosnú konštrukciu mosta tvoria prefabrikované tyčové nosníky so spriahujúcou železobetónovou mostovkovou doskou (obr. 7). Na stavbe sa dosiahlo mimoriadne rozsiahle využitie tyčových prefabrikátov – zabudovalo sa celkom 1 290 kusov mostných prefabrikátov rôznych dĺžok – od 9 po 40,9 m a ich celková dĺžka je 38 100 m. Väčšina mostných prefabrikátov je z vopred predpätého betónu a iba časť prefabrikátov je z dodatočne predpätého betónu, resp. sa použila kombinácia oboch druhov predpätia. Zásadnou novinkou pri uplatnení tyčových mostných prefabrikátov je ich zakomponovanie do nosnej konštrukcie. Doprastav „oprášil“ svoj systém použitý na prístupových mostoch k dialničné-

mu premosteniu rieky Moravy z konca 70-tych rokov minulého storočia. Systém bol použitý nasledovne: Na vyhotovené jednoduché podpery valcového tvaru sa dvojbodovým podopretím uložia železobetónové prahy, ktoré sa ešte spojite dočasne podoprú tak, aby preniesli zaťaženie od tyčových mostných prefabrikátov (obr. 8). Tieto v prvej fáze výstavby pôsobia ako prosté nosníky. V ďalšej fáze výstavby sa doplní výstuž nad dočasnými úložnými prahmi, uloží sa stratené debnenie medzi konzolami prefabrikátov, doplní výstuž mostovky a celý priestor sa vybetónuje. Na opisovaných mostoch v úseku diaľnice D1 Vrtižer-Hričovské Podhradie bolo použité nasledovné riešenie. Základný prefabrikovaný prvok obdĺžnikového tvaru musí byť dočasne husto podopretý, aby prvok preniesol postupne uložené zaťaženie a až po kompletnej betonáži je priečnik plnohodnotným prvkom schopným preniesť zaťaženie. Konce prefabrikátov sú spoľahlivo zakotvené v tomto priečniku a celý systém reaguje ako spojitá sústava. Prirodzene, nadpodperové ťahy musia byť spoľahlivo


4/2006

Obr. 4 Most cez rieku Váh – prehľad rôznych použitých technológií Fig. 4 Bridge across the Váh River – overview of various technologies used

zachytené výstužou. Celé ďalšie zaťaženie – stále aj občasné pohyblivé, už pôsobí na spojitej sústave. Celý tento postup prináša nasledovné výhody: • obmedzuje počet ložísk na prehľadné uloženie v 2 bodoch – ložiskách dostatočnej kapacity, • odstraňuje vytváranie škár za čelami tyčových prefabrikátov, • spojitosť umožňuje priaznivé rozdelenie účinkov zaťaženia, • v dobetónovanej mostovke poskytuje dostatočný priestor pre zakotvenie koncových dilatácii, • celý systém umožňuje smerové a výškové tvarovanie mostovky v prípade zakrivenia a šikmosti. Obr. 5 Priamopásová časť nosnej konštrukcie Fig. 5 Parallel-cord girder part of the loadbearing structure

21

STAVEBNÍ


Obr. 6 Priestorová schéma „malého vozíka“ (1 – vzperadlo, 2 – zvislica vzperadla, 3 – priehradové priečniky, 4 – podlaha, 5 – ťahadlá, 6 – horné kotvenie, 7 – priestor pre zadný lis, 8 – spínacie tyče) Fig. 6 Spatial diagram of the “small truck“ (1 – truss frame, 2 – truss frame vertical, 3 – trusses, 4 – floor, 5 – tendons, 6 – upper anchorage, 7 – space for the back press, 8 – tie bars) produced with the “small truck“

VÝROBA

TYČOVÝCH MOSTNÝCH

P R E F A B R I K ÁT O V

Prefabrikáty sa vyrábali vo výrobni v Senci, kde sú nainštalované dve predpínacie linky dĺžky 42 m a jedna linka dĺžky 70 m. Racionálnym obmieňaním foriem na výrobných linkách sa dosiahlo ich plné využitie (obr. 9). Nosníky s vopred napínanou výstužou sa vybera-

jú z foriem po dosiahnutí kockovej pevnosti 42 MPa, ktorá sa dosahuje už po 18 hodinách. Požiadavka rýchleho nárastu pevnosti však vedie k pravidelnému prekročeniu požadovanej pevnosti po 28 dňoch, ktorá je 55 MPa. Výrobňa prefabrikátov zvládla vysoké požiadavky bez potreby dvojsmennej prevádzky a bežne vyrobí za mesiac 1 400 m3 tyčových prefabrikátov. Prefabrikáty sa prepravovali na stavbu prevažne po železnici na špeciálne upravených zostavách vagónov, resp. špeciálnymi automobilovými súpravami (obr. 10). Dlhšie tyčové prefabrikáty sa na stavbe ukladali na úložné prahy pomocou portálových žeriavov, ktoré sa pohybovali po koľajovej dráhe na oceľových priehradových nosníkoch. Kratšie prefabrikáty sa montovali pomocou kolesových žeriavov. ZAKLADANIE

Obr. 8 Úložný prah s tyčovými nosníkmi pred zmonolitnením Fig. 8 Bearing block with bar beams prior to making them monolithic

A S P O D N Á S TAV B A

MOSTOV

Geologické pomery boli upresnené rozsiahlym dodatočným prieskumom v 2. polovici roku 2004. Územie je väčšinou

Obr. 7 Usporiadanie jednotlivých prvkov mosta do spojitej sústavy Fig. 7 Arrangement of individual bridge components in a continuous system

pokryté kvartérnymi sedimentami – piesčité štrky rôzneho zrnenia a rozličnej uľahlosti s občasným výskytom balvanov a bahnitých zemín. V nadväznosti na kvalitu podložia sa striedalo zakladanie plošné s hĺbkovým zakladaním. Po nedávnych záplavách sa zvláštny dôraz kládol na ochranu pred vymieľaním (ťažký kamenný zához a ponechané štetovnicové steny). Tvarovanie spodnej stavby je veľmi striedme, prispôsobené potrebe hydraulicky vhodného tvaru a spoľahlivého uloženia nosnej konštrukcie s bezproblémovým prenosom zaťaženia do podložia. BETÓNY Na stavbe pre jednotlivé prvky objektov sú potrebné tieto množstvá betónov: Konštrukcia základové dosky mostné opory mostné podpery oporné múry monolitická nosná konštr. spriahujúca mostovka prechodové dosky rímsové žľaby a dosky Spolu:

Objemy [m3] 26 000 8 000 11 000 34 000 22 000 16 000 1 300 122 300

Betonáreň s výkonom 70 m3/hod sa nachádza priamo na území stavby. Pre potreby stavby sa vyrába betón širokého sortimentu od C 12/15 po C 35/45 so špecifikovaným rôznym stupňom vplyvu prostredia. Betónová zmes sa pripravuje z troch frakcií kameniva (0/4, 4/8 a 8/16). Používajú sa cementy CEM I 42,5 a CEM II/B-S 32,5R z cementárne v Ladcoch. 22


4/2006

Obr. 9 Výrobná linka prefabrikátov v Senci Fig. 9 Prefabricated elements production line in Senec

Pre prípravu betónu a pre zabezpečenie spracovateľnosti sa používajú pri výrobe betónu plastifikačné a prevzdušňovacie prísady a prímes – popolček do betónu. Výroba, transport a spracovanie betónu je pod stálou kontrolou pracovníkov Technického skúšobného servisu Doprastav, ktorý je akreditovaným a autorizovaným laboratóriom.

Obr. 10 Presun nosníka s hybridným predpätím na sklad Fig. 10 Transport of a beam with hybrid prestressing to the storage

Z ÁV E R Stavba je vo vysokom stave rozpracovanosti a jej ukončenie koncom novembra 2006 je reálne. Je možné konštatovať, že betónové konštrukcie na tomto úseku diaľnice nie sú navrhované na predvádzanie vizuálnych efektov. Racionálny návrh betónových konštrukcií umožnil výstavbu kapacitnej komuni-

kácie, ktorá vhodne zapadá do peknej krajiny okolo Váhu.

Ing. Gabriel Tevec Dopravstav, a. s. Drieňová 27, 826 56 Bratislava Slovenská republika e-mail: [email protected]

®


4/2006

23

BETÓNY PRE STAVBU DIAĽNICE D1 V ÚSEKU VRTIŽER–HRIČOVSKÉ PODHRADIE CONC R ETES F OR TH E CONSTR UCTION OF D1 MOTORWAY IN THE VRTIŽER-HRIČOVSKÉ PODHRADIE SECTION IGOR HALAŠA Diaľnica D1 je v úseku Vrtižer-Hričovské Podhradie vedená z 23 % na mostných konštrukciách. Je preto zrejmé, že pre výstavbu uvedeného úseku v dĺžke 12,9 km bolo potrebné vyrobiť veľké množstvo rôznych druhov betónov. Základové konštrukcie, spodná stavba mostov, samotné mosty a rôzne spôsoby ich výstavby znamenali a znamenajú pre dodávateľa betónu výzvu najmä z pohľadu dodržania požadovaných objemov a kvality betónu. Twenty-three per cent of the D1 motorway in the Vrtižer-Hričovské Podhradie

24

section rests on bridge structures. It is therefore evident that numerous types of concretes had to be produced for the construction of that section 12.9 km long. Foundations, bridge substructures, the bridges themselves and various methods of their construction have been a challenge for concrete suppliers, particularly from the perspective of maintenance of the required volumes and concrete quality. NIEKTORÉ Z VYRÁBANÝCH BETÓNOV Pri zakladaní niektorých mostných pilierov boli budované základové pätky s objemom zhruba 600 m3. Betón triedy

„STN EN 206-1 – C 25/30 XC2 (SK) – Cl 0,1 – Dmax 16 – S3 – max. priesak 50 mm podľa STN EN 12390-8“ sa vyrábal v roku 2004 a začiatkom 2005 z dovtedy bežnej receptúry s použitím cementu CEM II/B-S 32,5 R. Pri vodnom súčiniteli 0,48 bola priemerná pevnosť v tlaku po 28 dňoch približne 38,5 MPa a priemerný priesak 22 mm. V priebehu roka 2005 betonáreň uviedla medzi používané vstupné materiály elektrárenský popolček. Jeho cieleným používaním sa podaObr. 1 a), b), c) a d) Pohľady na výstavbu Fig. 1 a), b), c) and d) Views of construction


4/2006

rilo znížiť náklady na výrobu. Napr. vyššie spomínaný betón používaný pre základové konštrukcie dosahuje po úprave zloženia s pridaním elektrárenského popolčeka pri vodnom súčiniteli 0,59 (koncepcia k-hodnoty pre popolček) pevnosť v tlaku priemerne 40,5 MPa a priemerný priesak 21 mm. Elektrárenský popolček sa za krátke obdobie stal neodmysliteľnou súčasťou niektorých betónov vyrábaných na tejto stavbe. Väčšina konštrukcií budovaná nad úrovňou okolitého terénu alebo hladiny rieky Váh vyžaduje z hľadiska trvanlivosti mrazuvzdorné betóny a betóny odolné voči pôsobeniu chemických rozmrazovacích látok (ChRL). Pre piliere mostných objektov v inundačnom území rieky boli vyrábané betóny triedy „STN EN 206-1 – C 30/37 XC4, XD2, XF2 (SK) – Cl 0,1 – Dmax 16 – S3 – max. priesak 50 mm podľa STN EN 12390-8“. Betón s rovnakým označením ale úplne iného zloženia je používaný pre výstavbu predpínaných železobetónových konštrukcií. Úplné predopnutie je do konštrukcie vnesené po 72 hod. od zabetónovania, pri min. pevnosti v tlaku 32 MPa.

Betón, pri vodnom súčiniteli 0,43 dosiahol pri počiatočnej skúške typu po 28 dňoch pevnosť v tlaku 49,3 MPa, odpad zistený pri skúške odolnosti voči ChRL bol 21,1 g/m2 a súčiniteľ mrazuvzdornosti 0,98. VÝROBA

BETÓNOV PRI NÍZKYCH

I 42,5 R v kombinácií s teplou zámesovou vodou a výbere plastifikačných prísad vhodných pre výrobu pri nízkych a záporných teplotách. Možnosť výstavby aj počas nepriaznivého počasia prispela k skráteniu celkovej doby výstavby spomínaného úseku diaľnice.

A Z Á P O R N Ý C H T E P LOTÁC H

Výstavba pokračovala aj na prelome rokov 2004/2005 a 2005/2006. V zime 2005/2006 bol často objednávaným betónom „STN EN 206-1 – C 30/37 XC4, XD2, XF2 (SK) – Cl 0,1 – Dmax 16 – S3 – max. priesak 50 mm podľa STN EN 12390-8“ pre predpínané železobetónové konštrukcie. Predpínanie bolo zvyčajne realizované v cykloch po 5 až 7 dňoch od zabetónovania. Pri vodnom súčiniteli 0,40 dosahovala pevnosť v tlaku po 28 dňoch 48 MPa. Okrem nezastupiteľných opatrení na stavenisku, uskutočnených pre ochranu uloženého betónu a prípravy betonárne na výrobu počas záporných teplôt bolo modifikované aj zloženie všetkých vyrábaných betónov. Modifikácia zloženia spočívala najmä vo výhradnom používaní cementu CEM


4/2006

Z ÁV E R Sezóna nasledujúca po napísaní tohto článku dá odpoveď na otázku, či bola výstavba úspešná z hľadiska daných termínov. Nasledovať budú roky, ktoré preveria celé dielo, a teda aj vyrobené betóny z pohľadu trvanlivosti a funkčnosti. Autor článku ďakuje za pomoc a plodnú spoluprácu, nie len pri písaní tohto článku, pracovníkom spoločností TBG Doprastav, a. s., a Doprastav, a. s. Bratislava. Ing. Igor Halaša BetónRacio, s. r. o. Skladová 2, 917 00 Trnava Slovenská republika tel.: +421 335 532 553 e–mail: [email protected]

25

MOST CHABOTTE –

VÍTĚZ SOUTĚŽE INOVACÍ VINCI 2005 V KATEGORII MATERIÁLŮ T H E C H A B OT T E B R I D G E – W I N N E R O F T H E V I N C I 2005 INNOVATION AWARD IN THE „MATERIALS“ CATEGORY KAREL DAHINTER Nadjezd nad dálnicí byl vyprojektován o třech polích se dvěma vnitřními stojkami a k provádění na místě. Myšlenka inovace spočívala v návrhu mostu o jednom poli přemostěným segmentovým komorovým nosníkem z vláknobetonu o velmi vysoké pevnosti, 150 MPa. Segmenty byly z výrobny dovezeny na staveniště, smontovány mimo přemosťovaný otvor a předpjaty volnými kabely uloženými uvnitř dutiny nosníku; betonářská výztuž byla zcela vypuštěna. Kompletní nosná konstrukce byla osazena najednou mobilním jeřábem. The overpass over the motorway should have three spans with middle supports and required much work on site. The Innovation princip was to erect one span bridge with segment box girder, from ultra-high-performance fibre–reinforced concrete 150 MPa,. The segments were transported from the pre-

26

fabrication place to the site, assembled out of the bridge opening, prestressed by external tendons, without any mild reinforcement. The complete superstructure was installed by a single operation of mobile crane. Skupina VINCI, největší společenství stavebních a souvisejících firem na světě, s celkovým počtem více než 130 000 zaměstnanců a obratem přes než 20 mld. EUR, organizuje v dvouletých cyklech soutěž o nejlepší inovace v jedenácti oborech zahrnujících celé spektrum činností skupiny i jejich různý charakter. Tzn. jak nejvýznamnější technická díla, např. most Rion Antirion v Řecku, tak i jednoduchá technická, organizační nebo administrativní opatření navržená pracovními kolektivy. Soutěž probíhá dvoukolově v deseti regionech, sedm je z Francie, zbývající dva reprezentují severní a střední Evropu a poslední zahrnuje ostatní činnosti mezinárodní a ústřední. V roce 2005 bylo předloženo

cca jeden tisíc projektů přihlášených více než dvěma tisíci čtyřmi sty pracovními skupinami zaměstnanců, které byly posouzeny regionálními managementy a následně vyhodnoceny regionální porotou, která udělila vítězným návrhům ceny. Vybrané návrhy z regionů byly zařazeny do druhého kola soutěže VINCI 2005 Innovation Award, které posuzovala porota složená z vrcholového managementu VINCI. První cenu v kategorii „ Materiály“ získal projekt předložený týmem z firmy Campenon Bernard Régiones, silniční nadjezd ze segmentů ze speciálního betonu. Jako většina ostatních silničních nadjezdů stavěných na dálnici A51 mezi Grenoblem a Cal du Fau, měl mít tři pole a vyžadoval dlouhé měsíce práce na staveništi. Alternativní řešení předložené investorovi, kterým je dálniční koncesní společnost Area, a projektantu ze Scetaroute, Obr. 1 Pohled na most, počítačová grafika Fig. 1 View of the bridge, computer graphic


4/2006

spočívalo v přemostění dálnice jediným polem, nosníkem o rozpětí 48 m s konstrukční výškou pouze 1,6 m, což představuje štíhlostní poměr 1/30. Návrh byl přijat a oceněn pro výjimečnou architektonickou vzdušnost, lehkost a eleganci díky štíhlé nosné konstrukci a chybějícím mezilehlým pilířům (obr. 1). Mostní nosník byl navržen ze speciálního betonu velmi vysoké pevnosti vyztuženého vlákny UHPFRC (ultra-high-performance fibre-reinforced concrete), byl prefabrikovaný z kontaktně vyráběných komorových segmentů a dodatečně předpjatý externími kabely. Použitý beton je vyroben na bázi cementu a je vyztužen ocelovými vlákny s mosazným povlakem. Uváděná pevnost v tlaku je 150 MPa; jeho další vlastnosti umožňují úplné vypuštění betonářské výztuže a vytvoření tenkostěnných prvků, tloušťka stěn a desek segmentů je pouze 120 až 140 mm. Navíc je nový materiál samozhutnitelný, zaručuje vysokou kvalitu povrchu a dokonalou odolnost vůči zmrazovacím cyklům. Jeho mimořádná vodonepropustnost umožňuje snížení nákladů na udržovací práce a vypuštění hydroizolace nebo jiné ochranné vrstvy (obr. 2).

Nový beton vyvinula společně skupina výrobců betonu Vicat a VINCI ve výrobně prefabrikátů fy Campenon Bernard Régiones v Romagnieu na jihovýchodě Francie po šesti měsících výzkumu a zkoušek. Výsledek se promítl do návrhu betonu, jeho technologie i konstrukčního provedení celkem dvaceti dvou segmentů uvedeného mostu. Po šesti týdnech prefabrikace segmentů ve výrobně v Romagnieu, trvalo měsíc sestavení nosné konstrukce na stavbě na zpevněném terénu mimo přemosťovaný otvor, včetně zavedení externího předpětí volnými kabely uvnitř komory nosníku. Nosník s pouhými 80 m3 betonu, v porovnání s klasickým řešením s 250 m3 běžného betonu, o celkové hmotnosti 192 t umožňuje, aby celá konstrukce byla osazena na místo v kompletním provedení jedním montážním krokem. Tím se zvyšuje bezpečnost i kvalitní provádění prací a odpadnou práce ve výškách. Osazení kompletní nosné konstrukce na místo, včetně všech nutných úprav, proběhlo v jedné pracovní směně. Ve výsledku to představovalo cca dva měsíce časové úspory oproti běžnému mostu. Vlastní montáž nosníku proběhla


4/2006

Obr. 2 Technologie výroby segmentů – a) dávkování ocelových vláken s povlakem mosazi do míchačky, b) doprava betonové směsi čerpadlem, ukládání betonové směsi, c) betonáž segmentů na stojato) Fig. 2 Technology of segment manufacturing, a) dosing of steel fibres with brass coating, b) transport of concrete mixture by pumping, c) concreting into vertical forms

jedinou operací jeřábem dne 15. prosince 2005 během 30 min. (obr. 3). Co do finančních nákladů vychází konstrukce velice příznivě. Jednoduchost provedení, vyloučení mezilehlých pilířů, menší objem spotřebovaného materiálu a snížení nákladů na údržbu více než nahrazují vyšší cenu použitého betonu UHPFRC. Most bude uveden do provozu spolu s celým dálničním úsekem v březnu 2007. Literatura: Materiály VINCI Ing. Karel Dahinter, CSc. SMP CZ, a. s. Evropská 1692/37, 160 41 Praha 6 e-mail: [email protected] www.smpcz.eu

27

Obr. 3 Osazování nosné konstrukce mostu mobilním jeřábem a) jeřáb se zavěšenou nosnou konstrukcí při otoči, b) nosná konstrukce před uložením na ložiska, c) pohled na mostovku se zvýšeným zábradlím Fig. 3 Installation of the bridge superstructure by a mobile crane, a) the crane with the hanging superstructure during the swing, b) the superstructure befor installation on bridge bearings, c) view of the deck of bridge with higher railing

EN 13670 – PROVÁDĚNÍ

BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

Předběžná verze normy EN 13670 – Provádění betonových konstrukcí byla v České republice platná souběžně s ČSN 73 2400 od roku 2001. Od 1. ledna 2004 platí pouze evropská norma ČSN P ENV 13670-1 se změnou Z1. Ve dnech 21. a 22. června 2006 se v Praze za spolupráce ČNI a Svazu výrobců betonu ČR uskutečnilo jednání subkomise CEN TC 104/SC 2, která zpracovává definitivní podobu EN 13670. Přestože se předpokládalo ukončení prací na tomto dokumentu, nepodařilo se najít shodu ve všech diskutovaných ustanoveních. Další projednávání proběhne pouze korespondenční cestou pomocí editorial panelu. Časový odhad následujících událostí je zhruba tento: • formální schválení a vydání normy – jaro 2008 • překlad do češtiny – léto 2008 • národní příloha – léto 2009? 28

Stručně z jednání a nově navrhovaných věcí: • Geometrické tolerance – vede se dlouhá diskuse o konkrétních hodnotách pro různé druhy staveb a odchylek. • Ošetřování betonu – nově jsou zaváděny čtyři třídy pro minimální délku doby ošetřování betonu. Na základě rychlosti vývoje pevnosti v tlaku a teploty povrchu betonu je v tabulkách zpracovaných pro každou třídu zvlášť stanovena minimální délka ošetřování betonu. Klíčová ustanovení, podle kterých budou jednotlivé konstrukce zařazeny do tříd ošetřování, budou zpracována v národních přílohách. Tzn. že každý stát si způsob zatřídění určí sám. Michal Števula Svaz výrobců betonu ČR Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 e-mail: [email protected] tel./fax: 261 215 769


4/2006

FIREMNÍ PREZENTACE C O M PA N Y P R E S E N TAT I O N

EXPO MOKRÁ 2006 VI. MEZINÁRODNÍ

DEMONSTRAČNÍ VELETRH STROJŮ A ZAŘÍZENÍ PRO T Ě ŽEBN Í PRŮ MYS L , Ú PR AV N IC K Ý PRŮ MYS L A STAVEBN IC T VÍ

Šestý ročník veletrhu EXPO MOKRÁ 2006 přilákal rekordní počet 11 000 návštěvníků a 166 vystavovatelů z celé Evropy! Veletrh si upevnil svoji pozici největšího demonstračního veletrhu tohoto druhu ve střední a východní Evropě. Ve dnech 14. až 17. června 2006 proběhl v kamenolomu Mokrá společnosti Českomoravský cement VI. ročník Mezinárodního demonstračního veletrhu strojů a zařízení pro těžební průmysl, úpravnický průmysl a stavebnictví EXPO Mokrá 2006. Záštitu nad akcí převzalo Ministerstvo průmyslu a obchodu České republiky, Jihomoravský kraj a primátor statutárního města Brna. Cílem každého ročníku je představit nejmodernější techniku z oblasti těžebního průmyslu. V reálných pracovních podmínkách tak bylo možné vidět těžební stroje, prostředky na přípravu rubaniny, zařízení pro recyklaci stavebních materiálů, vozidla pro speciální účely, nakládací a přepravní techniku, terénní vozy a zařízení pro ekologický provoz těžebních závodů. Všechny stroje a zařízení byly předváděny přímo v akci na jednotlivých demonstračních plochách. Veletrhu, který ve dvouletých intervalech pořádá Těžební unie České republiky, se zúčastnilo 166 vystavovatelů a spoluvystavovatelů z České republiky, Slovenska, Polska, Německa, Rakouska, Velké Británie, Francie, ale i dalších států. Celková výstavní plocha, včetně demonstračních ploch pro nákladní automobily, terénní automobily, mobilní drtící a třídicí soupravy, vrtací soupravy a rozvalů pro rypadla a nakladače, byla 69 000 m2. Veletrh v průběhu čtyř dnů jeho konání navštívilo okolo 11 000 návštěvníků především z řad odborné veřejnosti. Kromě

tradičních návštěvníků ze Slovenska, Polska, Německa, Rakouska, přijeli také odborníci z Bulharska, Rumunska, Chorvatska, Francie a Itálie. Velký zájem také vzbudil sobotní rodinný den se slosováním o dětské ceny. Na velikány v pohybu se přijelo podívat téměř 300 malých návštěvníků. Veletrh EXPO Mokrá 2006 byl hodnocen jako úspěšný veletrh jak mezi vystavovateli, tak i návštěvníky. O mimořádné úspěšnosti tohoto ročníku veletrhu EXPO Mokrá svědčí nejen vysoká návštěvnost z řad odborné i laické veřejnosti, ale především ohlasy samotných vystavovatelů. Během veletrhu bylo navázáno mnoho nových kontaktů a uzavřena řada obchodních smluv. K rekordní návštěvnosti a celkové spokojenosti vystavovatelů jistě přispělo i slunečné počasí. Již nyní se vystavovatelé připravují na další ročník veletrhu EXPO, který proběhne v roce 2008. Tisková zpráva Těžební unie Slavíčkova 827/1a, 638 00 Brno tel./fax: +420 545 211 014 e-mail: [email protected]


4/2006

29

PRVÉ

POUŽITIE EXTERNÝCH PREDPÍNACÍCH KÁBLOV Z UHLÍKOVÝCH VLÁKIEN NA ZOSILNENIE MOSTA V RAKÚSKU FIRST APPLICATION OF CFRP TENDONS FOR BRIDGE STRENGTHENING IN AUSTRIA J O H A N N H O R V AT I T S , VLADIMÍR BENKO, JOHANN KOLLEGGER Kónický zalievací kotviaci systém, ktorý bol vyvinutý na Katedre betónových nosných konštrukcií TU vo Viedni, je okrem svojho optimálneho využitia na kotviace účinky upravený aj na vhodný spôsob výroby a uplatnenia v stavebnej praxi. V lete 2003 bol tento nový spôsob kotvenia spoločne s prvým použitím predpínacích káblov z uhlíkových vlákien (CFRP) po prvýkrát použitý v praxi v Rakúsku na zosilnenie diaľňičného mosta Golling pri Salzburgu. The conical casting anchorage system developed at the Institute for Structural Engineering of TU in Vienna is aligned with an optimal degree of efficiency in combination with an economic and convenient way of manufacturing. During the summer season of the year 2003 the practical application of the new anchoring system in combination with the generally first application of prestressed CFRP-tendons in Austria could be realized in the course of a strengthening project at the motorway bridge Golling (Salzburg). Predpínacie káble z uhlíkových vlákien (CFRP) ponúkajú za určitých podmienok pre životné prostredie veľmi výhodnú alternatívu nahradenia oceľových predpí-

nacích káblov. Predpínacie káble z uhlíkových vlákien (CFRP) sa vyznačujú predovšetkým výbornými pevnostnými vlastnosťami v pozdĺžnom smere uhlíkových vlákien, vysokou odolnosťou voči korózii a svojou nízkou špecifickou hmotnosťou. Fyzikálne a mechanické vlastnosti v smere kolmom na vlákna sú naopak podstatne nepriaznivejšie. Vyznačujú sa veľmi malou medzilaminárnou šmykovou pevnosťou a zároveň veľkou citlivosťou na priečne tlaky. Kľúčovým problémom praktického využitia predpínacích prútov z uhlíkových vlákien na ťahové predpínanie sa takto dostáva do problematiky vhodného riešenia kotvenia predpínacích káblov, ktoré by vyriešilo nedostatky uhlíkových vlákien v priečnom smere. Cieľom tohto príspevku je predstavenie nového kónicky segmentovaného zalievacieho kotviaceho systému, ktorý bol vyvinutý na Katedre betónových nosných konštrukcií na Technickej univerzite vo Viedni a následne na to bol použitý pri prvom praktickom zosilnení premostenia diaľnice predpínacími káblami z prútov z uhlíkových vlákien v Rakúsku. K OT V E N I E Na obr. 1 je znázornená základná myšlienka, ako pre anizotropný materiál uhlíkových predpínacích prútov v oblasti kotvenia zabezpečiť rovnomerné rozdelenie šmykových napätí po celej dĺžke kotviaceho prvku a minimalizáciu priečnych tla-

kov. Klasické kotvenie pre oceľové predpínacie prvky, ktoré sú kónicky zúžené dopredu sa fiktívne rozdelí na jednotlivé segmenty, ktoré sa potom v opačnom poradí zase fiktívne poskladajú. Týmto postupom sa získá kotviaci prvok, ktorý pri viac namáhanom konci je rozšírený a postupne sa zužuje smerom vzdaľujúcim sa od maximálneho namáhania. Vplyvom rozšíreného priemeru vo viac namáhanom mieste a tým zmenšenej tuhosti kotviaceho prvku v týchto miestach sa podstatne znižuje priečny tlak oproti klasickému riešeniu a v miestach vzdialenejších od namáhaného okraja sa priečny tlak udržuje na určitej hladine, čím sa viac aktivizujú aj zadné partie kotviaceho prvku oproti klasickému riešeniu. Vyskytujúce sa špičky napätí sa takto podstatne redukujú a rozdeľujú sa rovnomerne prakticky po celej dľžke kotvy. Určitá hladina priečneho tlaku je potrebná na kotvenie uhlíkových predpínacích prútov a na zabránenie ich vyťahovaniu. Vnútorný povrch kotvy je preto navrhnutý v jednotlivých segmentoch kónicky, idúci protismerne a podľa možnosti čo možno najhladší na zabezpečenie žiadúceho posunu kotviacej výplne spolu s uhlíkovými predpätými káblami pozdľž kónusových segmentov. Posun nastáva vplyvom zvyšovania ťahu v predpínacích prútoch CFRP a takto sa vytvára a zvyšuje kontrolovaný priečny tlak, ktorý plní úlohu zakotvenia káblov po celej dĺžke kotvy. Kontrola a regulácia priečneho tlaku v kotve ako aj napätí pozdľž ťahaných uhlíkových prútov v kotve sa umožňuje voľbou a nastavením nasledovných geometrických parametrov (obr. 1) • uhol sklonu α jednotlivých kónických segmentov, Obr. 1 Vľavo: schématické usporiadanie kónickej segmentovej kotvy, vpravo: model nového návrhu kónickej segmentovej zalievacej kotvy Fig. 1 Left: assembling of the conical segmented anchor geometry, right: model of the new designed casting anchorage system

30


4/2006

• uhol sklonu β celého otvoru kotvy, • dľžka jednotlivých segmentov h alebo celková dľžka kotvy. Numerické modelovania ako aj experimentálne pokusy nového systému kotvenia potvrdili možnosť plného využitia mechanických pevnostných charakteristík predpínacích prútov z uhlíkových vlákien, čím je možné dosiahnuť vysokú efektívnosť kotviaceho systému. Takto je možné dosiahnuť pre káble s počtom 19 alebo 37 predpínacích prútov CFRP priemeru 5 mm pevnosť v ťahovom porušení káblov, čím sa dosahuje 100 % využitie kotviaceho systému. E X P E R I M E N TÁ L N E O V E R O VA N I E Pomocou krátkodobých a dlhodobých pokusov boli overené medzné stavy používateľnosti a únosnosti kónických segmentovaných zalievacích kotiev. Výsledky z experimentov budú naďalej slúžiť kalibrovaniu pri modelovaní. Statické experimenty na ťahové namáhanie Najdôležitejšie výsledky na ťah namáhaných káblov zložených z 36-tich prútov z uhlíkových vlákien CFRP sú popísané a zhrnuté v nasledujúcich bodoch: • Testované prvky sa skladali z 36-tich hexagonálne usporiadaných prútov z uhlíkových vlákien CFRP o rozmeru 5 mm na obidvoch koncoch upevnených do zálievkových kónických kotiev. Pri všetkých testovaných prvkoch maximálna únosnosť a porušenia prvku nastalo roztrhnutím CFRP prútov vo voľnej dľžke a ani v jednom prípade sa nezaznamenalo porušenie vo vnútri kotvy alebo v jej tesnej blízkosti, t.j. žiadna porucha kónickej segmentovanej zálievkovej kotvy. Ťahová sila, pri ktorej dochádzalo k porušeniu, bola okolo 1 800 kN. Obr. 4 Usporiadanie tenzometrov na mierke (hore) a príslušný priebeh pomerných pretvorení po dĺžke kotvy pri stupňoch zaťaženia od 100 kN pre kónický segmentový zálievkový kotviaci systém navrhnutý pre 36 CFRP – prútov (dole) Fig. 4 Position of strain gauges along the measuring rod (top) and corresponding strain distribution over the anchoring length at different loading steps for an anchorage system consisting of 36 CFRP-wires (bottom)

Obr. 2 Skúšobná vzorka kónickej segmentovej zálievkovej kotvy (36 CFRP – prútov) pred a po skúške Fig. 2 Specimen equipped with the conical segmented casting anchorage (36 CFRP-wires) before and after testing

• Vo vnútri kotvy v strede ťahaného prvku bola namontovaná mierka, na ktorej boli upevnené tenzometre (obr. 3), na určenie priebehov pomerných pretvorení po dĺžke kotvy. Vyhodnotenie pomerných pretvorení pre stupne zaťaženia od 100 kN je znázornené na obr. 4. V hornej časti obrázka je znázornený pozdľžny rez kotvou s vyznačením miest, kde boli na mierke upevnené tenzometre. Spodná časť obrázka znázorňuje priebehy pomerných pretvorení pri rôznych stupňoch zaťaženia až do porušenia. V kotvách dochádzalo k približne rovnomernému lineárnemu zmenšovaniu priebehu pomerných pretvorení smerom k vzdialenejšiemu kraju od namáhania. Dlhodobé skúšky Na overenie správania sa kotviacich systémov pre 19 a 37 predpínacích prútov z uhlíkových vlákien boli prevedené dlhodobé skúšky. Skúšobná vzorka (kotvenie s 37 – predpínacími prútmi) bola predopnutá v čase t = 0 predpínacou silou 1 285 kN. Predĺženie predpínacích prútov v čase predpínania bolo približne 33 mm (= 2* povytiahnutie predpínacích prútov s kotvia-

Obr. 3 Tenzometre a mierka Fig. 3 Measuring rod with strain gauges

cou zálievkou + predĺženie predpínacích prútov z uhlíkových vlákien). Takto predopnutá skúšobná vzorka bola počas piatich mesiacov v skúšobnom zariadení. Voľná dĺžka predpínacieho kábla bola 2,33 m.

#

#

$ #

#


:S\UVb]TbVS/\QV]ÒUSI[[K

4/2006

"

31

Obr. 5 Dlhodobobá skúška kotviaceho systému pre 37 predpínacích prútov z uhlíkových vlákien, prídavné povytiahnutie predpínacích prútov z kotvenia vplyvom dotvarovania Fig. 5 Long term loading test on an anchorage system based on 37 CFRP-wires: additional extractions of the casting material

'

/RRWbW]\OZ3fQbÒQbW]\ ]TbVS1OabW\U;ObS`WOZI[[K

& % $ # "

/ \QV]` OUSAg abS[0 OaSR]\!%1 4 @ > E W` Sa( 4 ` SSB S\R]\: S\UbV( ! %[ 7 \WbWOZ4 ]` QS( > + &#Y <+% # ]TWba<][W\OZ4 OWZc` S: ]OR: ]aa]T 4 ]` QS/ TbS` #; ]\bVa( &!Y < / RRWbW]\OZ3 f b` OQbW]\]TbVS1 OabW\U ; ObS` WOZ( &[[^S` / \QV]` OUS

!

#

#

Po ukončenú dlhodobej skúšky bol zaznamenaný pokles predpínacej sily o 82 kN, v prepočte to tvorí 6,5 % pôvodného predpätia. Dlhodobé straty predpínacieho kábla tvoreného z prútov z uhlíkových vlákien boli spôsobené z väčšej časti dotvarovaním epoxidovej živice, ktorá tvorí zálievku kotvy. Po piatich mesiacoch bol vplyvom dotvarovania zaznamenaný 0,8 mm posun kotviacej zálievkovej živice (dodatočné povytiahnutie prútov z uhlíkových vlákien vplyvom dotvarovania je znázornené na obr. 5). Konečná hodnota dotvarovania pre tieto kotviace systémy sa môže Obr. 6 Vľavo: celkový pohľad na premostenie diaľnice Golling pri Salzburgu, vpravo: predpätie novovybetónovaného priečnika, nalepené lamely z uhlíkových vlákien v krajnom poli Fig. 6 Left: overview over the motorway bridge Golling, right: new supplementary transversal girders, supplemental CFRP-lamellas in the end spans

32

#

!

!#

" BW[SIVK

odhadovať hodnotou 0,9 do maximálne 1 mm na jednu kotvu. Pre predpínacie káble bez adhézie to znamená: • dlhé predpínacie káble ⇒ malá strata predpätia, • krátke predpínacie káble ⇒ veľká strata predpätia. Vzhľadom na to, že strata dotvarovaním je prakticky celá spôsobená dotvarovaním zálievkovej epoxydovej živice, môžeme si určiť stratu pre predpätie predpínacím káblom z uhlíkových vlákien z nasledovných údajov: • kotviaci systém pre 37 predpínacích prútov, • voľná dľžka predpätia = 40 m, • úroveň zaťaženia v čase t = 0: 1285 kN. Po približne piatich mesiacoch bude strata tvoriť približne 5 kN, čo je 0,4 % predpínacej sily. Očakávaná konečná hodnota straty predpínacej sily vplyvom dotvarovania pre zadané údaje bude približne 6 kN, čo je asi 0,5 % pôvodnej predpínacej sily.

Na základe uvedených výsledkov môžeme konštatovať, že dotvarovanie zálievkovej epoxydovej živice nepredstavuje z hľadiska dlhodobého žiadny problém, či už pre kotviaci systém pre 19 alebo 37 predpínacích prútov. ZOSILNENIE

M O S TA P O M O C O U

E X T E R N Ý C H K Á B LO V Z U H L Í K O V Ý C H VLÁKIEN

Zosiľňovacie opatrenia Predpätý železobetónový most nad diaľnicou – Golling pri Salzburgu z roku 1970 s dodatočným predpätím dvojitého komôrkového prierezu s tromi poliami 11,50 + 33,50 + 11,50 m (obr. 6 – vľavo). S ohľadom na zvyšovanie dopravným zaťažením v posledných rokoch sa stal návrh a prevedenie zosilnenia uvedeného mosta nevyhnutnosťou. Na tento účel bolo navrhnutých 16 rovných externých káblov pozostávajúcich z 37 prútov z uhlíkových vlákien. Prúty sú priemeru 5 mm a ich povrch je zdrsnený opieskovaním. Predpínacia sila v jednotlivých kábloch bola navrhnutá o veľkosti 730 kN, čo predstavuje 37 % využitia maximálnej únosnosti kábla. V krajných poliach nad stĺpmi boli vybetónované dva nové predpäté železobetónové priečniky, ktoré slúžia ako kotev-


4/2006

né bloky pre hlavné pole mosta. Kvôli zabezpečeniu dobrého spojenia dodatočne dobetónovaných a predpätých priečnikov s pozdĺžnou mostnou konštrukciou boli miesta spojenia pred dobetónovaním opieskované. Nové priečniky boli od spodnej a hornej dosky oddilatované, aby sa zabránilo dodatočnému ohybovému zaťaženiu dosiek. Vzhľadom na spôsob predpätia hlavného stredného poľa a nie celkom voľných okrajových podmienok, ktoré by zabránili vzniku nútených namáhaní, bolo potrebné vynútené ťahové namáhania v krajných poliach vplyvom predpätia dodatočne vystužiť pri spodnom okraji lepenými lamelami z uhlíkových vlákien (obr. 6 – vpravo). Výroba a predpätie 16-tich predpínacích káblov z uhlíkových vlákien bola robená v spolupráci s firmou Vorspann – Technik, Salzburg. Zhotovenie predpínacích káblov z uhlíkových vlákien V prvom kroku boli predpínacie prúty, dodané firmou Nedri (Holandsko), vyrovnané z rolovacích kotúčov, narezané do požadovanej dĺžky a podrobené vizuálnej kontrole. Následne boli predpínacie prúty potrebnej dĺžky zoradené do zväzkov po 37 kusov. Ďalej boli upravené dľžky a poloha jednotlivých predpínacích prútov. K tomuto účelu boli na jednom konci prútov navlečené dva tenké oceľové (fixovacie) kruhy s otvormi hexagonálneho usporiadania. Ich priemer bol o niečo menší ako najtenší otvor kotvy. Konce predpínacích prútov boli následne rýchlotuhnúcou epoxydovou živicou prilepené k fixovaciemu navlečenému kruhu. Po tom, ako prvé zafixovanie predpínacích prútov zatvrdlo, bol druhý kruh s otvormi presunutý na druhú stranu predpínacích prútov, pričom bola znovu prekontrolovaná a upravená dĺžka jednotlivých predpínacích prútov a na druhom konci bol epoxydovou živicou prilepený druhý kruh s fixovacími otvormi. Takýmto spôsobom bolo možné po celej dĺžke zabezpečiť paralelné usporiadanie jednotlivých predpínacích prútov a zamedziť ich križovaniu. Fixovacie práce končili očistením obidvoch koncov pripravených káblov. Počas zatvrdnutia koncových fixovacích krúžkov sa acetónom vyčistili segmentové kotvy a následne na to bola nanesená tenká teflónová vrstva na vnútornú stranu kotiev, aby bola zabezpečená kĺzavosť zálievkovej živice pozdľž vnútorných kotevných stien. Závitová časť vonkajšieho obalu kotvy bola chránená až do zabudovania ochrannou fóliou. Nakoniec po dôkladnom očistení koncových častí kábla boli kotvy pripravené na záverečné zaliatie epoxydovou živicou. Zálievka bola prevedená trojzložkovou epoxydovou živicou pripravenou v tlakovom hrnci. Na dosiahnutie požadovanej pevnosti boli zaliate kotvy udržované pri teplote 60 °C až do vytvrdnutia. Hotová kotva po ukončení zaliatia epoxydovou živicou je znázornená na obr. 7 – vľavo. Na ochranu káblov z uhlíkových vlákien proti mechanickému poškodeniu boli použité plastové káblové kanáliky. Na prechod medzi kotvou a plastovými káblovými kanálikmi sa použila umelo-oceľová trumpeta pripevnená na okraj kotvy. Predpínacie káble boli pre transport zrolované do skruží s priemerom 2,25 m (obr. 7 – vpravo).

síla zkušenosti Mott MacDonald Ltd. je jedna z největších světových multi-disciplinárních projektově inženýrských konzultačních společností Mott MacDonald Praha, s.r.o. je česká pobočka mezinárodní společnosti 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 stupňů projektové dokumentace, řízení a supervize projektů. Tyto činnosti zajišťujeme v těchto oblastech: Silnice a dálnice Železnice Mosty a inženýrské konstrukce Tunely a podzemní stavby Vodní hospodářství Životní prostředí Geodetické práce Grafické aplikace Inženýring a konzultační činnost Kontakt: Mott MacDonald Praha, spol. s r.o. Ing. Jiří Petrák Národní 15, 110 00 Praha 1 tel.: +420 221 412 800, fax: +420 221 412 810 www.mottmac.cz, e-mail: [email protected]

Zabudovanie a predpínanie predpínacích káblov z uhlíkových vlákien Všetky predpínacie káble vzhľadom na ich malú hmotnosť bolo možné ručne bez montážnej techniky cez prístupové otvory 33

Obr. 7

Fig. 7

Vľavo: zaliate kotviace teleso, vpravo: narolované predpínacie káble pred zabudovaním Left: casted anchorages, right: coiled CFRP tendons below the bridge

nie mosta bolo kompletne hotové počas dvoch týždňov.

v spodnej časti komôrkového prierezu bez problémov zabudovať. Po prevlečení predpínacích káblov cez prvý pár priečnikov (nový a starý priečnik) boli káble uložené na „malé vozíky“ a transportované k priečnikom na druhej strane mosta. Vonkajšia závitnica na kotviacom bloku bola natretá ochranným mazadlom. Predpínanie bolo podľa predpínacieho protokolu prevedené firmou Vorspann – Technik špeciálne upraveným predpínacím zariadením. Predom vypočítaná konečná poloha bola veľmi presne dosiahnutá. Obr. 8 Vľavo: predpínacie káble v zabudovanom stave – kotvy, vpravo: predpínacie káble v poli – plastové káblové kanáliky Fig. 8 Left: new anchor bodies of CFRP tendons after stressing, right: six post tensioned CFRP tendons in the box girder

34

Po ukončení predpínacích prác boli oblasti kotvenia konzervované proti korózii a obalené PE obalmi. Kontrola šírky trhlín v krajných poliach počas a po ukončení predpínania potvrdila, že nedošlo k žiadnym podstatným zmenám oproti počiatočnému štádiu. Príprava a zabudovanie predpínacích káblov na zosilne-

Literatura: [1] Horvatits J., Gaubinger B., Dorn M., Cserno T. und Kollegger J.: Entwicklung einer Vergussverankerung für Zugglieder aus Faser-verbundwerkstoff. Der Bauingenieur, Vol. 79, März 2004, S. 101–110 [2] Horvatits J. und Kollegger J.: Anchorage advances. Bridge design and engineering, Issue No. 33, Fourth Quarter, 2003, S. 69–71

Z ÁV E R Externé predpínacie káble z prútov z uhlíkových vlákien sa pri zosilnení diaľničného nadjazdu použili po prvýkrát v praxi v Rakúsku. Úspešné použitie tejto technológie v praxi ukázalo, že ich využitie ako alternatíva je veľmi vhodné hlavne v prípadoch, kde sa kladie veľký dôraz na fyzikálne a chemické požiadavky s ohľadom na odolnosť voči korózii a tiež v prípadoch, kde pre samotné zabudovanie zohráva významnú úlohu aj vlastná tiaž káblov. Nový typ kotvenia káblov z uhlíkových vlákien otvára takto so svojou účinnosťou a hospodárnosťou nové perspektívy pre budúce použitie tohto vysokohodnotného materiálu v stavebnej praxi.

Dipl.-Ing. Johann Horvatits tel.: +431 588 0121 270 e-mail: [email protected] Dipl.-Ing. Dr.techn. Vladimir Benko tel.: +431 588 0121 259 e-mail: [email protected] O. Univ. Prof. Dipl.-Ing. Dr.-Ing. M. Eng. Johann Kollegger tel.: +431 588 0121 202, +431 588 0121 201 fax: +431 588 0121 299 e-mail: [email protected] všichni: TU Wien, fax: +431 588 0121 299


4/2006

DEFINITIVNÍ

OSTĚNÍ TUNELU KLIMKOVICE PERMANENT LINING OF THE KLIMKOVICE TUNNEL

V L A D I S L AV J O H N , L U B O M Í R K O S Í K Článek popisuje zásady a postupy při návrhu právě realizovaného sekundárního ostění tunelu Klimkovice. Podrobně popisuje způsob výpočtu sekundárního ostění a optimalizaci návrhu s využitím zkušeností získaných při ražbě tunelu a z vyhodnocení měření chování primárního ostění a horninového masivu v průběhu ražby. This paper describes the principles and methods applied in the design of the secondary lining of the Klimkovice Tunnel which is now under construction. In details, it presents the calculation method of the secondary lining and optimization of the design, using experience gained in tunnelling, as well as from the evaluation of the measurement of the primary lining and the rock massif during the process of the tunnelling. Tunel Klimkovice je dálniční tunel kategorie T9,5 budovaný na dálnici D47, která propojí ostravskou aglomeraci se sítí dálničních a rychlostních komunikací České republiky. U obce Klimkovice je dálnice kategorie D28/120 vedena dvěmi cca 1 080 m dlouhými jednosměrnými tunelovými rourami. Tunel A pro směr z Brna do Ostravy má délku 1 076,82 m, tunel B pro směr z Ostravy do Brna 1 088,09 m. Tunely jsou z menší části stavěné jako hloubené v otevřených stavebních jámách s následným přesypáním, ve většině délky jsou však ražené ve skalním masivu. Hloubené části mají délku 165,83 m a 46,17 m u tunelu A, 166,4 m a 46,4 m u tunelu B. Přibližně v polovině délky tunelu je navržen nouzový záliv, kde je tunelový profil rozšířen o 2,25 m. V tunelu je navrženo pět záchranných únikových chodeb – tunelových spojek, které budou propojovat obě tunelové roury.

lísá jen málo kolem směru 280°. Dalším významným prvkem masivu jsou příčné nespojitosti. Směr jejich sklonu je kolmý ke směru vrstev a jejich sklon je cca 70° až 90°. DEFINITIVNÍ OSTĚNÍ Nosná konstrukce ražených tunelových úseků je navržena jako dvouplášťová, s mezilehlou prstencovou hydroizolací bez rubové odvodňovací drenáže. Primární ostění jako dočasná nosná kon-

strukce zajišťuje stabilitu výrubu po celou dobu výstavby tunelu. Během předpokládané celkové životnosti tunelu je uvažováno s degradací primárního ostění v závislosti na korozivních účincích vody v horninovém prostředí. Je uvažováno, že sekundární ostění plně přejímá zatížení od horninového masívu. Mezilehlá prstencová hydroizolace mezi primárním a sekundárním ostěním je navržena jako tlaková. Nosná konstrukce tunelové roury je symetrická k svislé tunelové ose, je tloušť-

Obr. 1 Základní geometrie definitivního ostění Fig. 1 Basic geometry of permanent lining

Obr. 2 Samonosná ocelová forma Fig. 2 Self-supporting steel mould

G E OT E C H N I C K É P O D M Í N K Y Skalní podloží je v celé délce tunelu tvořeno sedimentárními horninami flyšového vývoje, nejčastěji se jedná o břidličnatě odlučné jílovce a prachovce. Velmi častý je i výskyt souvrství budovaných drobovými pískovci a drobami. Směr sklonu vrstev je poměrně jednotný a koBETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2006

35

Obr. 3 Výpočetní model křížení základního profilu a tunelové spojky Fig. 3 Calculation model of the crossing of the basic section and the tunnel junction

a z líce 50 mm. Betonáž probíhá po dilatačních celcích délky 12 m do posuvné samonosné ocelové formy (forma je využívána i pro betonáž hloubených tunelů) (obr. 2). S T AT I C K Ý

VÝPOČET DEFINITIVNÍHO

OSTĚNÍ RAŽENÝCH ÚSEKŮ

ky 350 mm v záklenku, směrem k patám se ostění zvětšuje a v patách klenby dosahuje hodnoty 584 mm. Protiklenba má proměnlivou tloušťku 570 až 1200 mm (obr. 1). Definitivní ostění je železobetonové z betonu C 30/37 s požadavkem na stupeň vlivu prostředí XC3, XD1 a XF1. Pro vyztužení je využita ocel 10 505 (R), s krytím výztuže z rubu (do hory) 40 mm

Výpočet deformací a vnitřních sil definitivního ostění byl proveden ve výpočetním systému ESA PT firmy SCIA ve verzi 5.20. Jedná se o program využívající deformační variantu metody konečných prvků. Sekundární ostění tunelu je reprezentováno výpočetním modelem tvořeným 2D skořepinovými prvky. Obecná prostorová úloha je redukována na plošný problém, Obr. 4 Schéma sestavení příhradových nosníků Fig. 4 Diagram of the construction of trusses Obr. 5 Posuvný vozík pro instalaci výztuže Fig. 5 Mobile truck for the reinforcement installation

36

kde tloušťka ostění má povahu fyzikální konstanty. Prostorově zakřivený 2D prvek je definován na obecně zakřivené ploše vnořené do 3D prostoru. Pro účely posouzení ostění v místě křížení základního profilu popř. nouzového zálivu a tunelových spojek jsou provedeny prostorové modely průniku, kterými je ověřena únosnost ostění oslabeného poměrně velkým otvorem pro tunelovou spojku (obr. 3). Model konstrukce – podpory, podloží Stanovení přesného modelu konstrukce, tj. podepření a určení chování konstrukce je jedním z nejdůležitějších parametrů statického výpočtu. Předpokládá se, že horninový masiv a obezdívka podzemní konstrukce spolupracují aktivně a pasivně. Převládající svislé zatížení stlačí vrchol klenby podzemní konstrukce směrem do výrubu tak, že se konstrukce na bocích deformuje směrem do horniny (opře se o líc výrubu) a hornina se začne této deformaci bránit vznikem pasivního odporu horniny. Ostění se tedy dělí na dvě oblasti. V první působí aktivní horninový tlak a konstrukce se deformuje do výrubu. Ve druhé je rub zatlačován do horniny – jedná se tedy o pásmo pasivního odporu. Konstrukce je ve výpočtu podepřena po obvodu klenby plošným podepřením, jehož parametry jsou stanoveny iteračním výpočtem modulem SOILIN. Pomocí 2D modelu podloží jsou reprezentovány přetvárné vlastnosti celého masivu povrchovým modelem. Jeho fyzikální vlastnosti jsou vyjádřeny parametry interakce, které jsou přiřazeny prvkům konstrukce ve styku s horninovým okolím a ve výpočtu samotném ovlivňují matici tuhosti. Parametry interakce si lze představit jako charakteristiky pružných – pseudoelastických vazeb, případně plošných pérových konstant měnících se podle aktuálního stavu řešené soustavy. Parametry interakce jsou závislé na průběhu a úrovni přitížení, na geometrii a na geomechanických vlastnostech horniny v okolí tunelu. Protože dochází k vzájemnému ovlivňování kontaktního napětí, sedání a parametrů interakce, výpočet probíhá iteračním způsobem s postupným vylučováním podpor působících v tahu. V každém kroku jsou na konstrukci aplikována zatížení a program testuje, zda podepření splňuje zadané podmínky, tj. nepůsobí v tahu. Pro další běh jsou podepře-


4/2006

ní působící v tahu vyloučena. Výpočty probíhají pro každou kombinaci zatížení zvlášť (viz dále v textu). Zatížení Zatížení sekundárního ostění je stanoveno dle zásad ČSN 73 0035. Pro zatížení konstrukce sekundárního ostění je uvažováno zatížení vlastní tíhou, tíhou výplňových vrstev a vozovky, zatížení horninovým tlakem, hydrostatickým tlakem, účinky smršťování konstrukce, teplotními účinky – nerovnoměrné oteplení v létě a nerovnoměrné ochlazení v zimě. Horninový tlak je stanoven na základě rozborů výpočtů primárního ostění programem PLAXIS a zadán jako radiální složka kontaktního napětí mezi primárním ostěním a horninou po uklidnění deformací primárního ostění. Hodnoty získané matematickým modelováním jsou upraveny tak, aby byly eliminovány singularity ve výpočtu a jevy poplatné numerickému modelu konstrukce. Protože je navržena plášťová hydroizolace, dojde s určitým časovým odstupem k obnovení původní úrovně hladiny podzemní vody. Do výpočtu je z tohoto důvodu zavedeno zatížení hydrostatickým tlakem, které v daném posuzovaném profilu působí v kombinaci s příslušným horninovým tlakem. Do výpočtu sekundárního ostění jsou zahrnuty objemové změny, resp. přetvoření betonu, vyvolané chemickými a fyzikálními pochody související s průběhem hydratace cementu a vystupování vody, označované jako smršťování betonu. Vzhledem ke značné složitosti problematiky smršťování a množství faktorů, které smršťování ovlivňují, je provedeno vyčíslení poměrného přetvoření od smršťování několika způsoby včetně přesného výpočtu uvedeného v ČSN 73 1201.

kdy ostění staré jeden den s vlastnostmi betonu C 12/15 nese pouze svoji vlastní tíhu. Dále je posouzen i mezní stav přetvoření konstrukce s uvážením vlivu smršťování a dotvarování. Jako rozhodující však byl pro celý návrh posudek mezního stavu šířky trhlin z důvodů existence agresivního prostředí, v němž se bude konstrukce sekundárního ostění po celou dobu své životnosti nacházet. N AV R Ž E N É V Y Z T U Ž E N Í V protiklenbě definitivního ostění je navrženo vyztužení vázanou výztuží, s využitím v předstihu připravených svařovaných armokošů urychlujících postup výstavby. Po betonáži protiklenby následuje montáž samonosných příhradových nosníků čtvercového průřezu. Ty jsou svařovány z betonářské výztuže a plní jednak funkci montážní – slouží k vyvázání výztuže klenby a v konečném stavu působí jako součást výztuže sekundárního ostění. Příhradové nosníky jsou složeny a sešroubovány z pěti dílců (obr. 4). Výztuž klenby je navržena ze sítí KARI s okem sítě 100 x 100 mm s příložkami z vázané výztuže. Sítě jsou připevňovány na samonosné příhradové oblouky. Instalace výztuže je prováděna z posuvného vozíku (obr. 5). O P T I M A L I Z AC E N ÁV R H U Na základě zpřesněných podkladů a informací získaných při výstavbě, zejména při ražbě a budování primárního ostění (obr. 6) byla provedena zpětná analýza některých zatěžovacích stavů sekundárního ostění, na jejímž základě bylo možno zre-

dukovat množství výztuže v ostění, zejména množství volně vázané výztuže a KARI sítí. Zpětná analýza spočívala ve vyhodnocení dat získaných při ražbě tunelu, zejména deformací primárního ostění a dat zachycujících chování horninového masivu. ÚDAJE

O S TAV B Ě

Dálnice D47, stavba 4707 Bílovec-Ostrava, Rudná Objekt SO 601 Tunel Klimkovice Ředitelství silnic a dálnic ČR, Investor závod Brno Sdružení D4707: Skanska DS, Zhotovitelé stavby a. s., Strabag, a. s., Metrostav, a. s., Subterra, a. s. Zhotovitelé SO 601 Tunel Metrostav, a. s., Subterra, a. s. Klimkovice Zhotovitel RD SO 601 Tunel Amberg Engineering Brno, a. s. Klimkovice Stavba

Ing. Vladislav John Metrostav, a. s. Koželužská 2246, 180 00 Praha 8 tel.: 266 709 215, fax: 266 709 193 e-mail: [email protected] www.metrostav.cz Ing. Lubomír Kosík Amberg Engineering Brno, a. s. Ptašínského 10, 602 00 Brno tel.: 541 432 631, fax: 541 235 177 e-mail: [email protected], www.amberg.cz Autoři článku jsou členy „Pracovní skupiny pro navrhování a statiku podzemních staveb“ při Českém tunelářském komitétu, www.ita-aites.cz

Posouzení sekundárního ostění Sekundární ostění je posuzováno jako železobetonová konstrukce dle ČSN 73 1201 Navrhování betonových konstrukcí. Posudek pro 1. mezní stav dle zásad mezních stavů je proveden metodou mezních přetvoření. Konstrukce je posouzena kromě finálního stádia působení také ve stavu těsně po odbednění, Obr. 6 Čelba raženého tunelu a primární ostění Fig. 6 Face of the tunnelling and primary lining BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2006

37

VLIV

ALKALICKO-SILIKÁTOVÉ REAKCE NA ÚNOSNOST A SPOLEHLIVOST MOSTNÍCH OBJEKTŮ THE INFLUENCE OF ALKALI-SILICA REACTION ON BEARING CAPACITY AND RELIABILITY OF BRIDGES PETR VÍTEK Řada betonových mostů je napadena alkalicko-silikátovou reakcí (ASR) kameniva a cementu. Cílem programu výzkumu ASR je stanovit, jaký má reakce vliv na únosnost a spolehlivost mostů. Výzkum byl zahájen na vybraném referenčním objektu – mostu na dálnici D1. Z mostu byly odebrány vzorky, které se testovaly na výskyt ASR. Následně byly stanoveny mechanicko-fyzikální vlastnosti materiálu. Testováním na speciálním zkušebním stroji byl získán komplexní soubor informací o narušeném materiálu. Získané informace budou využity ke stanovení únosnosti a spolehlivosti konstrukce při použití sofistikovaných výpočetních metod. Uvedenou metodikou lze poměrně přesně stanovit únosnost a spolehlivost mostu dostupným způsobem. Kromě informací získaných vlastním výzkumem jsou využívány zahraniční poznatky, zejména z Nizozemska, kde se tato problematika rovněž ve velké míře objevuje. Obr. 1 Referenční objekt Fig. 1 Reference object

A number of concrete bridges are subjected to the alkali-silica reaction (ASR) of aggregate and cement. The aim of the ASR research is to determine, except others, how the bearing capacity and reliability of bridges is affected by this reaction. The research was commenced on a bridge on D1 highway. Several samples of the concrete from the bridge structure were taken and analysed against the presence of ASR. Then mechanical properties were determined from those specimens. The use of a special experimental machine enabled to gain a complex profile about the properties of the damaged material. The obtained information will be used for the evaluation of the bearing capacity and reliability of the structure using sophisticated computational methods. The above methodology can be employed for relatively accurate assessment of the bearing capacity and reliability. Except results obtained from the domestic research also data and knowledge available abroad is adopted, namely from Holland where this issue is also very actual.

C O J E AS R A K D Y V Z N I K Á ASR je chemická reakce mezi alkáliemi v betonu a určitými složkami kameniva. Reakce nastává při splnění uvedených podmínek: • beton je aspoň částečně vystaven účinkům vlhkosti, • v betonu je dostatečné množství alkaloidů, • kamenivo je reaktivní vůči alkáliím. Produktem chemické reakce je gel, který vlivem vlhkosti nabývá, a tak narušuje strukturu betonu podobně jako mrznoucí voda. V suchém prostředí gel neexpanduje a nedochází k poškozování betonu. ASR vzniká zejména u konstrukcí zhotovených z portlandského cementu. Příměsí strusky nebo popílků v cementu dojde k navázání alkálií na částice filleru a riziko ASR se snižuje. Na reaktivnosti kameniva se podílejí některé minerály, zejména porézní rohovce, chalcedon a opál. Dalším nepříznivým faktorem je přísun alkalických složek do betonu z vnějšku, např. působením rozmrazovacích prostředků. Problematika ASR je podrobněji popsána v [1]. REFERENČNÍ OBJEKT Program výzkumu vlivu ASR na mostu byl zahájen na referenčním objektu – dálničním mostu D1-059 u Soutic. Most byl v roce 1978 postaven z typizovaných prefabrikovaných nosníků I 67 – 27 m (Šefčík). Do výrobny bylo dodáváno kamenivo převážně z lomu na Zbraslavi a občas z Klecan. Nosníky tvaru I byly umístěny vedle sebe a mezery mezi horní a dolní přírubou byly zabetonovány. Po dobetonování koncových příčníků mezi nosníky vznikl volný, nepřístupný prostor. Výrobě mostní izolace nebyla v té době věnována potřebná péče. V současné době je stavební stav objektu neuspokojivý. Je zjevné, že mostní izolace je neúčinná a do konstrukce mostu zatéká voda, v zimním období i s rozmrazovacími prostředky (obr. 1 a 2).

38


4/2006

V Ý S K Y T AS R Z konstrukce mostu byly odebrány vzorky formou jádrového vývrtu. Pozice byly zvoleny tak, aby zahrnovaly místa s různou vlhkostí a na různých částech nosníků. Respektováno bylo jak vedení kabelů, tak využití průřezu, aby nedošlo ke snížení spolehlivosti konstrukce. Vzorky byly omyty vodou a následně napuštěny roztokem uranyacetátu. Při osvětlení vzorku UV zářením lze podle zabarvení jednotlivých součástí určit, zda dochází ke korozi vlivem ASR. Na obr. 3 je zobrazen vzorek zasažený ASR. Napadená zrna jsou vyznačena žlutozelenou barvou [2]. MECHANICKO-FYZIKÁLNÍ VLASTNOSTI

Primárním cílem experimentálního výzkumu je stanovení vlivu ASR na mechanicko-fyzikální vlastnosti materiálu. Pro tento účel byly vzorky destruktivně testovány na speciálním zkušebním stroji zkouškou v prostém tlaku s řízenou deformací (obr. 4), kdy lze zjistit tvar pracovního diagramu i po dosažení meze pevnosti. Hydraulický zkušební stroj je ovládán automatickou řídící jednotkou, která zpracovává a vyhodnocuje soubor vstupních údajů. Základním vstupním údajem je řízený posun válce požadovanou konstantní rychlostí deformace. Síla působící na vzorek je regulována řídící jednotkou tak, aby byla do vzorku plynule vnášena požadovaná deformace. Hlavním problémem takto uspořádané zkoušky je volba řídící veličiny – hodnoty, u které je stanoven nárůst konstantní rychlostí. Ostatní veličiny jsou pak závislé. Na vzorky jsou podélně umístěny extenzometry, jejichž břity jsou přitlačeny k povrchu betonu. Tato měřidla zjišťují skutečnou deformaci betonového vzorku, avšak mnohdy špatně doléhají, případně se během zkoušky odloupne povrchová vrstva a pak jsou výsledky značně zkreslené. Další extenzometry jsou upínány mezi tlačné desky lisu. Získané hodnoty mohou být zkreslené vlivem dotlačování desek na vzorky. Rovněž existuje možnost řízení zkoušky podle příčné deformace, kdy je vzorek obepnut řetízkem se zapojeným extenzometrem. Tyto extenzometry v daném případě nebyly osazeny, protože toto uspořádání je velmi citlivé na napětí řetízku a dosud se neosvědčilo. Výhodou

Obr. 2 Průsak vody betonovou mostní konstrukcí Fig. 2 Ingress of water through concrete structure Obr. 3 Vzorek s výskytem ASR Fig. 3 Specimen infested ASR


4/2006

Obr. 4 Uspořádání zkoušky Fig. 4 Test layout

39

Závislost křehkosti za mezí pevnosti na ASR Křehkost materiálu definujme sklonem a charakterem sestupné větve pracovního diagramu. Na uvedeném souboru vzorků lze pozorovat závislost křehkého chování materiálu po dosažení meze pevnosti. Vzorky, jejichž hrubé kamenivo je silně zasaženo vlivem ASR, vykazují větší křehkost, než vzorky zasažené méně, nebo nezasažené. Výsledky nevykazují pevné rozhraní mezi jednotlivými vzorky, rovněž výskyt ASR nelze popsat zcela jednoznačně.

Obr. 5 Porušené vzorky Fig. 5 Damaged specimens

nu zjištěný na vzorku narušeném ASR je zobrazen na obr. 6.

zkoušky řízené podle příčných deformací je snazší zachycení vratné části sestupné větve pracovního diagramu tzv. snapback (obr. 6).

Závislost pevnosti betonu na vlivu ASR V daném souboru vzorků nelze vysledovat závislost vlivu ASR na pevnosti betonu v tlaku. Vyjdeme-li ze základní teorie, že pevnost betonu v tlaku je závislá na pevnosti v tahu (viz způsob porušení tahem a smykem), lze očekávat, že pravděpodobně ani pevnost v tahu nebude v daném případě příliš ovlivněna. V případě, že by byla pevnost v tahu měřena centrickou osovou zkouškou, lze očekávat silný projev trhlin způsobených různými vlivy (smršťování, dynamické namáhání i ASR) a výsledek je pak silně ovlivněn lokální diskontinuitou. V uvedeném souboru jsou vysoké pevnosti betonu dosahovány dokonce u několika vzorků, jejichž hrubé kamenivo je silně zasaženo ASR.

VÝSLEDKY ZKOUŠEK Celkem bylo k dispozici dvacet tři vzorků různě zasažených vlivem ASR. Z toho se u některých zkouška nezdařila, nebo nebyly využitelné hodnoty ze všech snímačů. U deseti vzorků byla zkouška vyhovující. Je zřejmé, že z deseti vzorků nelze činit závěry statisticky prokazatelné, přesto lze výsledky považovat za velmi přínosné, mj. i proto, že tento druh zkoušek s vlivem ASR byl v ČR realizován poprvé. Vzorky porušené zkouškou s řízenou deformací zůstávají poměrně kompaktní (obr. 5). Typický pracovní diagram beto-

Teoretické zhodnocení Pro ověření rozdělení napětí byly sestaveny výpočetní modely struktury betonu pro tři případy: • zrno hrubého kameniva spolupůsobící s okolním prostředím maltoviny • zrno separované vrstvou gelu, omezený přenos tahu a smyku (obr. 7) • zrno zcela degradované. Ve druhém případě vrstva gelu oddělující zrno kameniva od okolního prostředí způsobuje jiné rozdělení napjatosti soustavy. Rozdělení napětí v rámci materiálu však zůstává poměrně rovnoměrné. Lze tedy usuzovat, že dokud bude materiál kompaktní, nenastane porušení materiálu soustavou trhlin, napětí bude přenášeno z maltoviny do zrna a ze zrna do maltoviny. Tím funguje materiál jako celek. Z toho lze odvozovat, že nenastává zásadní ovlivnění pevnosti betonu v tlaku na vzorcích ze sledovaného mostu. Odezva materiálu po dosažení meze pevnosti je závislá na energii potřebné ke vzniku trhlin. Šíření trhlin závisí na kva-

Obr. 7 Model zrna separovaného gelem Fig. 7 Model of concrete grain separated by a gel Obr. 6 Pracovní diagram betonu, snap-back Fig. 6 Stress-strain diagram of concrete, snap-back 70

O

60 50 40 30 20 10 0 0

40

0,5

1 >][`\{^ÂSbd]ÂS\AbÒW\

1,5

2


4/2006

Literatura [1] Vítek J., Vítek P.: Vliv ASR na únosnost mostní konstrukce I. fáze, Zpráva pro ŘSD ČR, Praha 2004 [2] Horský J.: Posouzení koroze betonu na mostě D1-059, Zpráva pro ŘSD ČR, Praha 2005

litě a kvantitě jednotlivých vazeb v materiálu. Materiálové vazby jsou v případě kameniva napadeného ASR zhoršené oproti kamenivu zdravému. Z toho lze odvodit nižší energii potřebnou k porušení vzorku. Při realizaci tlakové zkoušky se materiál porušuje soustavou tahových trhlinek rozvírajících se v kolmém směru na působení tlaku (obr. 5). Před dosažením meze pevnosti materiál působí elasticky a následně plasticky. Pokles únosnosti vzorku je pak dán rozvojem trhlin, kdy rozhoduje energie potřebná na rozvoj trhlin. V této oblasti pracovního diagramu se ukazuje rozdíl v působení materiálu zdravého a narušeného ASR. Uvedená zjištění vycházejí z konkrétního případu narušení sledovaného mostu. Je pravděpodobné, že v případě výrazně většího narušení materiálu vlivem ASR se materiálové charakteristiky změní ve větší míře a pravděpodobně i odlišným způsobem. Je známo, že tlakování gelu v prostoru kolem zrn způsobuje i narušení struktury betonu soustavou trhlin. To však na sledované konstrukci neby-

lo zastiženo v místech, kde byly odebírány vzorky. Stanovení únosnosti a spolehlivosti narušené konstrukce Zjištěním materiálových charakteristik lokalizovaných do jednotlivých konstrukčních prvků vzniká podklad pro sestavení výpočetního modelu. Konstrukce je ve výpočetním modelu rozdělena na charakteristické konstrukční elementy, pro každý je definován charakteristický pracovní diagram v závislosti na stupni narušení materiálu určeném experimentálním výzkumem. Obecně je možné každý konstrukční element charakterizovat jiným pracovním diagramem. Pro numerickou analýzu lze využít model založený na metodě konečných prvků, a to ve formě odpovídající charakteru nosné konstrukce mostu – prvky prutové nebo stěnodeskové. Pro konstrukční detaily bývá vhodné využití 3D prvků. Dále pak nastává otázka, jakým způsobem přistupovat ke stanovení únosnosti konstrukce zda jednoduššími determistickými, nebo složitějšími pravděpodobnostními metodami. Je zřejmé, že stanovení únosnosti v závislosti na namáhání jednoho nebo několika předem vybraných průřezů nevystihne dostatečně (zvláště v tomto případě) únosnost konstrukce. Jedním z použitelných přístupů je využití globálního stupně bezpečnosti, kde je stanoveno mezní zatížení konstrukce v daném zatěžovacím

schématu a získaná hodnota je porovnána se zatížením požadovaným (normovým). Postup lze zopakovat pro různá zatěžovací schémata. Uvedeným postupem lze věrohodně stanovit např. zatížitelnost mostu. Z ÁV Ě RY • Zkoušením na vzorcích odebraných ze sledovaného mostu nebyl prokázán přímý vliv ASR na tlakovou pevnost materiálu. • Testování vzorků ukazuje, že se při zasažení hrubého kameniva vlivem ASR zvýšila křehkost materiálu po dosažení meze pevnosti. • Uvedené výsledky byly teoreticky zdůvodněny na výpočetním materiálovém modelu. • Závěry lze aplikovat jen na beton, narušený ASR v malé míře – zasažení zrn hrubého kameniva, bez rozvoje soustavy trhlin v okolní maltovině. • Uvedené výsledky jsou přínosným podkladem pro stanovení únosnosti a spolehlivosti mostní konstrukce při využití sofistikovaných výpočetních metod. • Uvedený výzkum může být podkladem pro metodiku posuzování řady dalších objektů obdobně narušených. Dr. Ing. Petr Vítek Metrostav, a. s. U Elektry 830/2b, 198 00 Praha 9 e-mail: [email protected] www.metrostav.cz


4/2006

41

ELASTICKÉ

VLASTNOSTI BETONU Z VÍCEÚROVŇOVÉ HOMOGENIZACE E L AST I C P R O P E RT I E S O F C O N C R E T E F R O M M U LT I S C A L E HOMOGENIZATION VÍT ŠMILAUER, ZDENĚK BITTNAR Nové poznatky v mikromechanice, modelování a experimentech umožňují sofistikovanou předpověď elastických vlastností betonových kompozitů. Schopnosti analytických a numerických homogenizací jsou předvedeny na reálných příkladech cementových past, malt a betonů, včetně jejich raných stádií. Sophisticated prediction of elastic properties within concrete composites is possible due to new findings in micromechanics, modeling and experiments. Performance of analytical and numerical homogenization methods is validated on real examples of cement pastes, mortars and concrete, including their early ages. Elastické vlastnosti betonu stojí z inženýrského pohledu daleko za jeho pevností, smrštěním, či dotvarováním. Přitom právě ony rozhodují o napětích při vynucených přetvořeních, vytváření makrotrhlin vlivem smršťování nebo průhybech konstrukce. Experimentální měření elastických vlastností betonu během jeho zrání je obecně zdlouhavé, citlivé na okolní podmínky a problematické zejména v raných stadiích během tvrdnutí. Podobné nedostatky se

10 nm – 1 μm C-S-H úroveň

42

1 μm – 100 μm Cementová pasta

proto snažíme nahradit levnějšími, opakovatelnými a výrazně rychlejšími simulacemi, které umožňují zkoumat i raná stádia, měnit parametry a vyšetřovat jejich vliv. Pro starší beton byla v minulosti otestována celá řada modelů pro získání jeho elastických vlastností [1], které však často neuvažovaly přechod betonu ze stavu suspenze do pevné kompozitní struktury, či neměly jasnou vazbu s mikrostrukturou betonu, např. vztah mezi modulem pružnosti a pevností. Cílem článku je ukázat spojení modelu hydratace cementové pasty s mikromechanickými modely, které vedou až na úroveň betonu a umožňují lépe pochopit, co se mechanicky odehrává na nižších úrovních. Na rozdíl od pevnosti, elastické chování daleko více vypovídá o struktuře a mikrostruktuře složek betonu a jejich vzájemném působení. Celosvětový trend zkoumání materiálů na nižších úrovních se nevyhnul ani betonu, kdy lze sestoupit až na molekulární úroveň, např. na vodu vázanou v C-S-H gelech, která se zkoumá při rozlišení zlomků nanometrů. Pro modelování elastických vlastností betonu nám postačí sestoupit na úroveň mikrometru a postupovat směrem vzhůru. Rozdělení na jednotlivé úrovně

1 mm – 10 mm Cementová malta

10 mm – 100 mm Beton

podle obr. 1 je výhodné nejen pro potřeby simulace, ale i pro následnou homogenizaci elastických vlastností. Výhodou víceúrovňového přístupu je skutečnost, že při pozorování na vyšší úrovni se původní heterogenita z nižší úrovně zhomogenizuje. Např. pro úroveň cementové malty lze rozlišit písek a cementovou pastu. Detaily C-S-H úrovně již na tomto rozlišení nevidíme, hrubé kamenivo z úrovně betonu je naopak nad tímto rozlišením. Heterogenita samotného betonu se projevuje na všech čtyřech úrovních: C-S-H úroveň je nejméně prozkoumaná, a to zejména díky malým rozměrům. Chemické složení se mění v závislosti na čase, vodním součiniteli (v/c), teplotě, či množství okolní vody. Stechiometrický vzorec se pohybuje v okolí C1.7SH4. Nejnovější model dle Jenningse [2] předpovídá navíc dvě charakteristické morfologie, které jsou vytvořeny různým uspořádání globulí jako stavebních jednotek, s průměrem několika desítek nanometrů (obr. 1). Vlivem okolních tlaků, které mohou na této úrovni dosahovat stovek MPa, může dojít ke kolapsu nízkohustotní formy (LD – low density) na vysokohustotní (HD – high density). Změna přináší vyšší elastickou tuhost, ale také nižší propustnost či měřitelný povrch. Lze říci, že LD forma vzniká v raných stádiích hydratace cementu, kdy je dostatek místa pro formaci C-S-H a dostatek vody a postupně se mění na HD formu vlivem omezeného prostoru v mikrostruktuře cementové pasty a vlivem vysychání. Je známo, že většinu vlastností (elasticita, dotvarování, křehkost, teplotní odolnost) cementové pasty určuje Obr. 1 Čtyřúrovňová mikrostruktura betonu a odpovídající reprezentace s charakteristickými délkami pro analytické a numerické modelování (Snímky J. Stark, P. E. Stutzman, M. K. Head, S. Schlorholz) Fig. 1 Four-level microstructure of concrete and corresponding representation with characteristic lengths for analytical and numerical modeling (Images J. Stark, P. E. Stutzman, M. K. Head, S. Schlorholz)


4/2006

právě C-S-H úroveň, která tvoří běžně více než polovinu objemu ve vyzrálé pastě. Protože LD a HD forma mají odlišné elastické vlastnosti (tab. 1), je nutné tuto změnu modelovat. Takový model pro simulaci zastoupení C-S-H forem byl zhotoven na úrovni cementové pasty [1] s výsledky objemového zastoupení na obr. 2. Není přímo známo rozložení globulí na C-S-H úrovni, ale rozložení HD a LD forem až na úrovni cementové pasty. Cementová pasta představuje úroveň, kde se pro účely elastické homogenizace odehrává většina změn během tvrdnutí. Model CEMHYD3D, který popisuje hydrataci cementu na diskrétní mikrostruktuře, byl představen dříve v časopise BETON TKS 6/2003. Nejmenší stavební jednotkou je voxel, který reprezentuje chemickou látku typicky s rozlišením 1 x 1 x 1 μm. Definují se základní chemické rovnice a pravděpodobnosti rozpouštění, nukleace a reakce. Počáteční mikrostruktura v sobě zahrnuje křivku zrnitosti cementu, jeho množství a mineralogické složení, sádrovec, siliku apod. Hydratace probíhá za libovolně zadané teploty, v režimu saturovaného či uzavřeného vodního prostředí. V diskrétních časových krocích je tak možné popsat vývoj mikrostruktury pasty. Obr. 3 zachycuje typické objemové zastoupení chemických látek pro v/c = 0,4. Z modelu CEMHYD3D však získáváme navíc cennou informaci ve formě prostorového rozložení chemických látek, která se ukáže být klíčová pro popis počátečních elastických vlastností pasty. Zajímá nás totiž, které zrnko cementu je s čím spojeno, což má vliv na tuhost mikrostruktury. Z názoru je zřejmé, že na počátku zrnka cementu spojena nebudou, čili pasta se chová jako suspenze a na konci tvrdnutí bude vše spojeno dohromady. Cementová malta zahrnuje již zhomogenizovanou cementovou pastu, písek a přechodovou zónu okolo zrn písku. Závažný problém představuje přechodová zóna, která vyplývá převážně z nižšího zastoupení větších zrn cementu okolo povrchu písku. Velká zrna cementu nemohou pronikat zrnem písku a malá zrna musí vyplnit vzniklou porozitu. Přídavek jemných částeček (silika, mikromletý vápenec) tuto porozitu výrazně redukuje, na některých maltách nebyla tak přechodová zóna vůbec naměřena. Typická tloušťka přechodové vrstvy se pohybuje do 40 μm. Beton je nejvyšší úrovní homogenizace. Podobně jako v případě malty se i zde

Obr. 2 Simulace objemového zastoupení HD C-S-H Fig. 2 Simulation of HD C-S-H volume content

objevuje přechodová zóna kolem kameniva, a to prakticky se stejnou morfologií. Křivost povrchu písku a kameniva je totiž v obou případech výrazně menší než křivost zrn cementu. H O M O G E N I Z AC E Elastická homogenizace představuje teoreticky poměrně jednoduchý inženýrský problém díky své linearitě. Nezáleží ani na velikosti napětí či deformací, ani na historii zatěžování či čase. Za klasický případ takové homogenizace lze uvést nalezení modulu pružnosti ideálního železobetonového průřezu sloupu, který lze nazvat kompozitem. Výztuž i beton přenáší stejnou deformaci, uvažujeme je tedy v paralelním uspořádání a s dokonalým spolupůsobením. Pokud označíme μ jako stupeň vyztužení a moduly pružnosti betonu a oceli Ec a Es, je výsledný ideální modul pružnosti Ei = μEs + (1-μ)Ec. V limitních případech je Ei buď roven modulu betonu či oceli. Nyní uvažujme podobný případ, kdy ocel bude ve formě desky kolmo k ose sloupu. Tloušťka desky bude μ-krát délka sloupu. Jedná se o sériové spojení oceli a betonu, kdy v obou materiálech působí stejná síla, deformace jsou však obecně různé. Výsledný ideální modul pružnosti je 1/Ei = μ/Es + (1-μ)/Ec. Získali jsme tedy dvě meze paralelního a sériového spojení dvou materiálů. Pokud budeme hledat ideální modul pružnosti drátkobetonu se stupněm vyztužení μ, bude výsledný modul pružnosti ležet v intervalu paralelního a sériového uspořádání. Jiné meze nejsou možné. Protože tyto meze mohou být obecně daleko od sebe, je možné zadáním morfologie (tj. přesnějším uspořádáním materiálů) nalézt přímo výsledný zhomogenizovaný modul pružnosti. Uvedený ilustrativní příklad rozšíříme na 3D homogenizaci obecných materiálů: • uvažujme libovolné množství izotropních materiálů s dokonalým spolupůsobením, Chem. látka C3S C2S C3A C4AF Sádrovec

E [GPa] 135±7 130±20 145±10 125±25 30


ν [-] 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 4/2006

Obr. 3 Typické složení pasty během hydratace, v/c = 0,4 Fig. 3 Typical paste composition during hydration, w/c = 0.4 • homogenizace probíhá v prostoru, je

třeba znát dvě elastické hodnoty, např. Youngův modul a Poissonovo číslo, • informaci o uspořádání látek odhadneme z vhodné morfologie (analytické metody), či provedeme analýzu přímo z uspořádání chemických látek v reprezentativním objemu (numerické metody), • výsledné vlastnosti kompozitu jsou obecně anizotropní, proto je převedeme na izotropní předpokladem stejné vnitřní energie anizotropní a odpovídající izotropní zhomogenizované látky. Před homogenizací, stejně jako v ilustrativním příkladě, je nutná znalost vnitřních Tab. 1 Vnitřní elastické vlastnosti důležitých látek na úrovni cementové pasty Tab. 1 Intrinsic elastic properties of important phases at the level of cement paste Chem. látka Voda Portlandit C-S-HLD C-S-HHD FH3

E [GPa] 0,001 38±5 21,7±2,2 29,4±2,4 22,4

ν [-] 0,499924 0,305 0,24 0,24 0,25

43

a) Obr. 4 Perkolace pevných látek cementové pasty, v/c = 0,25 Fig. 4 Solid percolation of cement paste, w/c = 0.25

elastických vlastností jednotlivých složek. Pro kamenivo a písek není obtížné tyto elastické vlastnosti zjistit v makroskopických zkouškách. Pro úroveň cementové pasty je však třeba použít nanoindentor, který vtlačuje diamantový hrot do hloubky několika set nm a z odezvy lze usuzovat na elastické vlastnosti chemické látky v okolí vpichu, viz BETON TKS 5/2005 [3]. Tím se teprve nedávno podařilo identifikovat elastické vlastnosti slínkových minerálů, LD a HD C-S-H i ostatních látek, tab. 1. Za povšimnutí stojí velmi tuhé slínkové minerály v cementu (C3S, C2S, C3A, C4AF), ze kterých vznikají přibližně čtyřikrát měkčí hydratační produkty. Vodou naplněné kapilární porozitě byla přiřazena velmi malá tuhost, aby byla zajištěna dobrá konvergence homogenizačních metod. PE R KOL AC E Cementová pasta se během zrání mění

b)

ze stavu suspenze do tvrdé hmoty. Jinými slovy dochází k propojování zrnek cementu s produkty chemických reakcí. To ovšem přináší značné problémy do homogenizace, protože uvažujeme pouze dokonalé spolupůsobení materiálů. Pokud uvážíme v ilustrativním příkladu, že by výztuž vůbec nespolupůsobila s betonem, má to stejný účinek, jako kdyby v průřezu chyběla. Podobně je třeba zacházet s voxely v modelu hydratace, které nespolupůsobí s žádným větším celkem. Typickými představiteli jsou voxely cementového zrnka, jež se vznáší volně ve vodě. Při mechanickém zatížení takové voxely nepřispívají ke smykové tuhosti a v důsledku ani k objemové, protože v mikrostruktuře cementové pasty vždy existují prázdné voxely vlivem chemického smršťování, do kterých se deformace soustřeďuje. Je tedy možné tyto nepřipojené voxely zaměnit za voxely vody. Perkolací pevných látek uvažujeme objemový podíl propojených pevných látek k celkovému objemu pevných látek v jednom časovém okamžiku. Typický průběh

Obr. 5 a) neperkolovaná a b) perkolovaná mikrostruktura pasty, stupeň hydratace 0,02, v/c = 0,4 Fig. 5 a) unpercolated and b) percolated paste microstructure, degree of hydration 0.02, w/c = 0.4

perkolace pevných látek v závislosti na stupni hydratace a velikosti mikrostruktury je na obr. 4. Opominutím perkolace nemůžeme obecně analyzovat počáteční stadia hydratace. Pro pasty s v/c menším než 0,35 hraje perkolace roli do stupně hydratace 0,3, poté jsou pevné látky téměř propojeny. Topologicky je rozdíl zachycen na obr. 5 krátce po začátku tvrdnutí, kde mikrostruktura pasty z modelu CEMHYD3D projde perkolací. Červené voxely zobrazují C3S, modré portlandit a fialové LD C-S-H. Perkolovaná mikrostruktura vstupuje dále do homogenizačních metod. H O M O G E N I Z AČ N Í M E T O DY Pro homogenizaci je nezbytné definovat reprezentativní objemový element (RVE), který věrohodně zachycuje mikrostrukturu materiálu. Pro případ cementové pasty je to Obr. 6 Homogenizace pasty a) analytická a b) numerická, v/c = 0,5 Fig. 6 Paste homogenization, a) analytical and b) numerical, w/c = 0.5

a)

b) Obr. 7 Homogenizace pasty, a) analytická a b) numerická, v/c = 0,35 Fig. 7 Paste homogenization, a) analytical and b) numerical, w/c = 0.35

a)

44

b) BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2006

prˇísady

Nárocˇné pro nárocˇny´

transportní beton!

Cementová pasta, v/c = 0,5 Pro tuto cementovou pastu z Portlandského cementu byl získán vztah pro Youngův modul pružnosti: E = 46,03 (1-fcap)3,16 (1)

Cementová pasta, v/c = 0,35 Na hydratující cementové pastě z bílého cementu byla měřena rychlost šíření ultrazvuku. Výsledky měření byly přepočítány na elastické vlastnosti kontinua. Na simulované mikrostruktuře 75 x 75 x 75 μm byla určena objemová zastoupení jednotlivých chemických látek. Výsledky analytické homogenizace jsou na obr. 7, pro perkolovanou a neperkolovanou RVE. Pro numerické ověření byla simulována RVE 25 x 25 x 25 μm, kde bylo zjemněno rozlišení voxelu z 1 μm na 0,5 či 0,33 μm. Obr. 7 ukazuje, že se zjemněním rozlišení voxelu dochází k zjemnění sítě MKP, a tím i k zlepšení aproximací posunů. Výsledky dobře souhlasí s experimentem, a to i pro případ Poissonova čísla. Stejně dobrou shodu bychom získali i na RVE 50 x 50 x 50 μm při rozlišení 1 μm. Cementová malta, v/c = 0,3 Na úrovni cementové malty vystupují během homogenizace tři složky: písek, přechodová zóna a cementová pasta (obr. 1). Přechodová tloušťka okolo zrn písku snižuje výsledné elastické vlastnosti. Analyzujme provedený experiment metodou Hervé-Zaoui, kde průměrná velikost zrna písku je 450 μm a tloušťka přechodové zóny okolo 20 μm. Modul pružnosti cementové pasty s v/c = 0,3 byl laboratorně změřen hodnotou 20,76 GPa, zrno písku má modul pružnosti 80 GPa. Do past byl přidáván tento písek s objemovým zastoupením 0 až 0,5 a měřeny výsledné elastické vlastnosti malty. Obr. 8 porovnává výsledky experimentu a modelování, které dobře souhlasí,


4/2006

Jako strˇedneˇ velky´ vy´robce betonárˇské chemie, barev a dávkovacích zarˇízení nabízíme jizˇ 35 let oprávneˇneˇ znalosti o betonu. Nasˇe sluzˇby zahrnují bezplatné návrhy optimalizace receptur, prˇísad a vy´robních procesu˚. Obracejte se na nás!

Barvy do betonu

Servisní sluzˇby

OVĚŘENÍ Ověření modelů s experimenty ukazuje schopnosti jednotlivých modelů na různých úrovních, zejména porovnání analytických metod s numerickými pro úroveň cementové pasty.

kde fcap je kapilární porozita z modelu CEMHYD3D. Na C-S-H úrovni se vytváří (obr. 2), maximálně asi 30 % HD C-S-H formy. Pro C-S-H úroveň je použita metoda Mori-Tanaka a její výstup směřuje do samokonzistentní metody na úrovni cementové pasty. Obr. 6 ukazuje výsledky analytické homogenizace s perkolovanou a neperkolovanou mikrostrukturou. Protože vodní součinitel je vysoký, není rozdíl s uvážením perkolace velký, výsledky homogenizace jsou však obecně podhodnoceny. Numerická homogenizace MKP s dvěma velikostmi RVE dává podstatně lepší shodu se vztahem (1). Chyba metody je zaviněna nepřesnou aproximací posunů na konečném prvku, kterou odhaluje přesná FFT metoda na RVE 75 x 75 x 75 μm.

Betonárˇská chemie

perkolovaný voxelový výstup mikrostruktur z modelu hydratace jako na obr. 5b). Velikost RVE lze vybrat libovolnou, pro určení elastických vlastností pasty je vhodná velikost alespoň 50 x 50 x 50 μm [1]. První skupinou homogenizačních metod jsou metody analytické, výpočet nevede na větší soustavu rovnic. Postačuje znalost objemového zastoupení jednotlivých chemických látek a jejich vnitřních elastických vlastností. Morfologii můžeme předpokládat např. ve tvaru matrice – inkluze. Metoda Mori-Tanaka [4] je vhodná právě pro popis úrovně C-S-H, kde matrici tvoří LD forma a v ní se vytváří HD forma ve sférickém tvaru inkluzí. Naopak pro úroveň cementové pasty je vhodnější metoda samokonzistentní (self-consistent) [5], která nepředpokládá tvar matrice – inkluze, nýbrž zcela náhodnou morfologii. Pro homogenizaci úrovně malty a betonu se ukázala být vhodná metoda Hervé-Zaoui, která umí zahrnout přechodovou zónu okolo kameniva [1]. Zjevnou nevýhodou analytických metod jsou právě předpoklady o morfologii v RVE. Tuto vadu odstraňují numerické metody, které uvažují skutečné uspořádání látek. První homogenizační metodou je metoda konečných prvků (MKP), kde jeden voxel odpovídá jednomu konečnému prvku typu BRICK (cihla). Přesnost je vykoupena řešením soustavy rovnic, protože se hledá statická rovnováha uvnitř RVE. Například homogenizace RVE 75 x 75 x 75 nejjednoduššími konečnými prvky, s tri-lineární aproximací posunů, vede na 1,27 mil. neznámých a řešení iterací na počítači 3,2 GHz trvá 15 min. pro pozdější stadia hydratace, s požadovanou relativní přesností 1 %. Druhou úspěšnou metodou je Fourierova transformace (FFT) periodických polí napětí, deformací a posunů. Pro shora uvedený případ řešení trvá pouhých 1,5 min. Přesnější popis metod a implementaci lze nalézt v disertační práci [1].

Zkusˇebna betonu˚ (Laboratorˇ)

Ha-Be Betonchemie s.r. o Cˇlen skupiny podniku˚ Ha-Be

K Panelárne˘ 172 CZ-Karlovy Vary-Otovice 362 32 tel./fax +420 35 3 56 10 83 mobil: +420 602 64 73 80 e-mail: [email protected] 45

www.ha-be.com

Obr. 8 Analytická homogenizace cementové malty, v/c = 0,3 Fig. 8 Analytical homogenization of cement mortar, w/c = 0.3

Cement Voda Plastifikátor Vzduch Písek Kamenivo

v/c = 0,5 [dm3/m3] [kg/m3] 370 117,4 185 185 0 0 0 30,1 754 300,4 969 367,1

v/c = 0,27 [kg/m3] [dm3/m3] 550 174,6 148 148 3,6 3,6 0 26,5 617 245,8 1060 401,5

Tab. 2 Složení betonů uvažovaných v homogenizaci Tab. 2 Concrete composition for homogenization

pokud se modul pružnosti uvažuje v přechodové zóně poloviční hodnotou oproti pastě. Pokud by byla provedena redukce modulu pružnosti v přechodové zóně na 20 %, budou výsledné elastické vlastnosti nižší (obr. 8). Beton, v/c = 0,5 a 0,27 Výsledky z úrovně malty mohou být použity pro úroveň betonu. Opět použijeme analytické homogenizační schéma HervéZaoui (obr. 1). Složení dvou studovaných betonů je v tab. 2. Písek se předpokládal s mechanickými hodnotami E = 60 GPa, ν = 0,2 a o re-

a)

46

prezentativním průměru 1 mm. Kamenivu o průměru 15 mm odpovídal E = 40 GPa a ν = 0,2. Přechodová zóna okolo písku a kameniva byla uvažována hodnotou 20 μm, s poloviční redukcí modulu pružnosti cementové pasty. Vzduch v betonu na úrovni malty redukuje její modul pružnosti, zde bylo použito navíc schéma Mori-Tanaka na úrovni malty. Obr. 9 zachycuje vývoj modulu pružnosti na jednotlivých úrovních. Cementová pasta byla homogenizována numericky, ostatní úrovně analyticky. Přesnější modelování počátku tuhnutí by vyžadovalo kalibraci modelu hydratace. Z ÁV Ě R Cílem příspěvku bylo ukázat dnešní možnosti počítačových simulací pro předpověď elastických vlastností cementových materiálů. Nejdůležitější je úroveň cementové pasty, která výrazně ovlivňuje samotné vlastnosti betonu. Uvedené modely umožňují mimo jiné zahrnout vliv křivky zrnitosti cementu, chemického složení cementu, libovolného průběhu teploty a množství vody během zrání, přechodové zóny okolo kameniva a písku včetně jejich elastických vlastností. Tím nacházejí praktické uplatnění při návrhu betonů definovaných elastických vlastností, předpověď jejich vývoje či zjištění míry degradace při porovnání s experimenty. Na teoretické úrovni nyní zkoumáme rozšíření elastických homogenizací na viskoelastické, které by umožnilo simulovat dotvarování cementové pasty a následně betonu. Z modelování plyne jasný trend pro zvýšení elastických vlastností betonu: snížení vodního součinitele, zvýšení množství kameniva a jeho tuhosti, redukce přechodové zóny. Dnes lze dramaticky zvýšit pevnost betonu v tlaku, nárůst elastických vlastností je ovšem daleko menší, což lze krásně doložit uvedenými simu-

b)

Literatura: [1] Šmilauer V.: Elastic properties of hydrating cement paste determined from hydration models, doktorská disertační práce, FSv ČVUT v Praze, 2006, http://cml.fsv.cvut.cz/~smilauer [2] Jennings H. M.: A model for the microstructure of calcium silicate hydrate in cement paste, Cement and Bretoncům Barchetům 30 (1), 101–116, 2000 [3] Němeček J.: Nové experimentální metody v mikromechanice cementových kompozitů. Beton TKS 5/2005 [4] Mori T., Tanaka K.: Average stress in matrix and average elastic energy of materials with misfitting inclusions, Acta Metallurgica 21 (5), 1605–1609, 1973 [5] Hill R.: Theory of mechanical properties of fiber-strengthened materials. – III: Self-consistent model. J. Mech. Phys. Solids 13, 189–198, 1965

lacemi. S problémem „nízkého” modulu pružnosti betonu se tedy budeme potýkat i v budoucnu. Článek je založen na disertační práci, kterou lze získat na webové adrese [1]. Část výzkumu byl podporován záměrem MŠMT MSM 6840770003. Ing. Vít Šmilauer, Ph.D. tel.: 224 355 417 e-mail: [email protected] Prof. Ing. Zdeněk Bittnar, DrSc. tel.: 224 353 869 fax: 224 310 775 e-mail: [email protected] oba: Katedra stavební mechaniky FSv ČVUT v Praze Thákurova 7, 166 29 Praha 6

Obr. 9 Předpověď modulu pružnosti pro betony z numerické a analytické homogenizace a) v/c = 0,5, b) v/c = 0,27 Fig. 9 Prediction of concrete elastic modulus from numerical and analytical homogenization BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2006

A N A LÝ Z A

MECHANICKÝCH VLASTNOSTÍ TYČÍ GFRP Z HĽADISKA ICH POUŽITEĽNOSTI AKO PREDPÍNACÍCH JEDNOTIEK V BETÓNOVÝCH NOSNÍKOCH A N A LY S I S O F M E C H A N I C A L P R O P E RT I E S O F G F R P B A R S F R O M THE PERSPECTIVE OF THEIR APPLICABILITY AS PRESTRESSING ELEMENTS IN CONCRETE BEAMS V článku sa pojednáva o mechanických vlastnostiach GFRP výstuží z hľadiska ich použitia ako predpínacích jednotiek v betónových nosníkoch. Z mechanických vlastností sú najdôležitejšie „pozdĺžna“ pevnosť v ťahu a modul pružnosti v ťahu. Z pohľadu kotvenia predpínacej výstuže hrajú významnú úlohu najmä priečna pevnosť v tlaku a interlaminárna šmyková pevnosť. Dôležitá je odolnosť voči alkalickému prostrediu betónu a riziko porušenia dotvarovaním výstuže pri dlhodobom namáhaní. Na spoľahlivé poznanie je potrebný veľký rozsah experimentálnych údajov. V článku sú prezentované niektoré výsledky pracoviska autorov. This article is aimed to examine mechanical properties of GFRP reinforcement given their utilization as prestressing elements in concrete beams. The most important mechanical properties include “longitudinal“ tensile strength and modulus of elasticity in tension. Viewing the anchorage of the prestressing reinforcement, the most important properties include splitting compressive strength and interlaminar shear strength. Resistance to alcalic environment of concrete and risk of failure as a result of reinforcement creep under long-term loading are also of major importance. Reliable knowledge requires a large scope of experimental data. This paper presents some outcomes achieved at the authors‘ workplace. Použitie kompozitných materiálov z vláknom vystužených plastov (FRP – Fiber Reinforced Plastics) má v ostatných dvoch desaťročiach vzrastajúcu tendenciu. Postupne sa rozrastalo poznanie ich vlastností. Na výrobu vláknových kompozitov sa prakticky používajú najmä sklenené, aramidové a uhlíkové vlákna, ktoré poskytujú vhodnú kombináciu pevnosti, tuhos-

ti, odolnosti voči korózií a ceny, čo vedie k názoru, že je to vhodný konštrukčný materiál. Označujú sa ako GFRP (so sklenenými vláknami), CFRP (s uhlíkovými vláknami), AFRP (s aramidovými vláknami). Materiály FRP sa vo vystuženom a predpätom betóne používajú ako náhrada ocele, čo sa prejavilo aj v ich vývoji. Značné množstvo výskumných aktivít bolo vynaložené na to, aby výstužné tyče z vláknových kompozitov (FRP) vyzerali ako betonárska alebo predpínacia výstuž, a to hlavne úpravou tvaru povrchu s výhľadom na výmenu jedného materiálu za druhý. Avšak namiesto toho by sa mal klásť dôraz na to, aby sa táto výstuž použila s ohľadom na ich osobité vlastnosti. V tomto článku sa pojednáva o mechanických vlastnostiach GFRP výstuží z hľadiska ich použitia ako predpínacích jednotiek v betónových nosníkoch. Z mechanických vlastností sú najdôležitejšie najme „pozdĺžna“ pevnosť v ťahu (v smere vlákien) a modul pružnosti v ťahu. Z pohľadu kotvenia predpínacej výstuže hrajú významnú úlohu najmä priečna pevnosť v tlaku a interlaminárna šmyková pevnosť. Ďalším dôležitým hľadiskom (v prípade GFRP vo vopred predpätom betóne) je vplyv alkalického prostredia betónu na mechanické vlastnosti kompozitných výstuží a porušenie dotvarovaním výstuže pri dlhodobom namáhaní (problém „statickej únavy“). Vláknom vystužené plasty (FRP) sú anizotropný materiál. Činitele ako typ a obsah vlákien a živice, orientácia vlákien a kontrola kvality počas výroby majú výrazný vplyv na výsledné mechanické charakteristiky materiálu. V súčasnosti je vo svete dostupný široký výber komerčne vyrábaných FRP výstuží (u nás sa nevy-

rábajú), počnúc od jednoduchých hladkých tyčí, tyčí s upraveným povrchom pre zlepšenie súdržnosti, až po laná (sedem a viac drôtové laná) atď. Preto je lepšie pochopenie mechanických vlastností FRP materiálov nevyhnutné pre rozumný prístup k návrhu konštrukcií vystužených, a/alebo predpätých týmto materiálom. PREHĽAD VLASTNOSTÍ Všetky tieto nové materiály pozostávajú z vlákien, ktoré majú vysokú pevnosť pri relatívne nízkej hmotnosti (sklenené vlákna 2 600 kgm-3, uhlíkové vlákna 1 800 kgm-3) a polymérnej matrice. Majú v ťahu aj tlaku lineárne pružné správanie sa až do porušenia bez medze klzu. FRP materiály používané ako výstuž betónových konštrukcií majú vysokú orientáciu vlákien – jednosmerné kompozity. Ich vlastnosti v priečnom smere sú výrazne horšie ako v smere vlákien. Vlákna sú spojené matricou do použiteľnej formy bez toho, aby vyvolali veľké napätia. Mechanizmus výroby a mechanizmus prenosu sily do vlákien predstavuje úplne odlišný problém ako pri oceli.

# 14@> 54@> /4@> OK

ĽUDOVÍT NAĎ, ANTON BAJZECER

>`SR^\OQWS]QS¤]d{R`bg

#

>`SR^\OQWS]QS¤]d{bgxS =QS¤ÒRc$ =QS¤ÒRc" #

Obr. 1 Pracovné diagramy kompozitných materiálov a ich porovnanie s oceľou Fig. 1 Working diagrams of composite materials and their comparison with steel


4/2006

!

"

#

$

%

&

'

>][S`\{^`Sbd]`S\WSIK

47

Číslo vzorky 1 2 3 4 5 6 7 8

Pevnosť [MPa] 755,9860 855,4578 895,2466 875,3522 875,3522 855,4578 845,5106 815,6691

Číslo vzorky 10 11 12 13 14 15 16 17

Pevnosť [MPa] 835,5635 925,0881 810,6955 875,3522 855,4578 835,5635 835,5635 835,5635

Číslo vzorky 19 20 21 22 23 24 25 26

Pevnosť [MPa] 915,1409 954,9297 755,986 775,8803 755,986 795,7747 815,6691 845,5106

9

905,1937

18

954,9297

27

830,5899

Tab. 1 Výsledky skúšok pevnosti v ťahu GFRP výstuží ∅ 8 mm Tab. 1 Results of tests of tensile strength of GFRP reinforcement ∅ 8 mm

Na obr. 1 sú zobrazené typické pracovné diagramy vláknových kompozitov vyrobených z troch druhov vlákien. Pre porovnanie sú uvedené aj pracovné diagramy predpínacej a betonárskej ocele. Všetky pracovné diagramy jednosmerných vláknových kompozitov sú lineárne pružné, bez plasticity, ale s vysokou pevnosťou a veľkou kapacitou pretvorenia. Tieto hodnoty je možné brať len ako reprezentatívne. Výsledné mechanicko-fyzikálne vlastnosti závisia od veľkého počtu kompozitných a výrobných faktorov. Rôzne spôsoby výroby majú za následok, že tuhosť a pevnosť sa môže líšiť až dvojnásobne. Základné materiály ako sú živice, druh a objemový podiel vlákien v kompozite taktiež spôsobujú premenlivosť týchto hodnôt, avšak premenlivosť v konkrétnom produkte býva malá. 6Wab]UÒ[ % ;SO\+&"%% AbR2Sd+##!& <+ %

$

>]xSb\]aÍ

"

3

εf = εm = εc

Rc = RfVf + RmVm

(1)

(2)

kde Rc je výsledná pevnosť kompozitu Rf, Rm sú pevnosti vlákien respektíve matrice a Vf a Vm sú ich objemové podiely.

1

0 %%#

&

& #

&#

&%#

'

>Sd\]aÍdÝabcÐS^`WaYÈYSI;>OK

48

Pevnosť v ťahu Matematický model popisujúci pozdĺžne vlastnosti, ako je pevnosť v ťahu a modul pružnosti jednosmerných kompozitov, je exaktný a presný. Pri výpočte pevnostných charakteristík jednosmerných kompozitov spevnených vláknami sa vychádza z predpokladu, že vlákna sú tak geometricky, ako aj fyzikálne homogénne, sú nekonečné, rovnobežné a rovnomerne rozdelené v celom priereze použitej matrice. Ďalším predpokladom je, že medzi vláknom a matricou existuje dokonalá väzba, takže na medzifázovom rozhraní medzi matricou a vláknami nenastáva posun a pomerná deformácia vlákien εf, matrice εm a kompozitu εc je rovnaká, a teda platí: Na základe uvedených predpokladov je možné odvodiť [1] tzv. zmiešavacie pravidlo pre teoretické stanovenie výslednej pevnosti vláknových kompozitov

#

%#

Základne mechanické vlastnosti vláknových kompozitov, ako je ich pevnosť, tuhosť apod., závisia od vlastností ich zložiek (ich rozloženia a fyzikálnej či chemickej interakcie, teda od ich štruktúry) a predovšetkým od množstva a orientácie spevňujúcej fázy v základnej matrici. Podielové množstvo spevňujúcej fázy v kompozite sa môže vyjadriť jej hmotnostným alebo objemovým podielom v kompozite. Vlastnosti kompozitov sa určujú experimentálne. Ak zmeníme niektoré premenné kompozitného systému, ako je napríklad objemové zastúpenie zložiek, alebo zmeníme ich vlastnosti či technológiu výroby, sú potrebné ďalšie experimentálne údaje. Maximálne objemové percentuálne zastúpenie vlákien valcovitého tvaru môže byť v kompozite až 91 %, obvykle sa zhoršujú výsledné vlastnosti po prekročení 80 % obsahu vlákien. V bežne komerčne vyrábaných kompozitných materiáloch sa pohybuje objemový podiel vlákien v rozmedzí 50 až 70 %.

' #

'#

Obr. 2 Štatistické spracovanie výsledkov skúšok pevnosti v ťahu Fig. 2 Statistic processing of the results of the tests of tensile strength

Na Katedre betónových konštrukcií a mostov Stavebnej fakulty TU v Košiciach prebieha dlhodobý výskum mechanických vlastností výstuží GFRP. Na jednom príklade priemyselne vyrábaných tyčí GFRP možno demonštrovať nutnosť veľmi rozsiahlych experimentálnych skúšok na spoľahlivé stanovenie ich mechanických vlastností. Objemový podiel vlákien v kompozite udávaný výrobcom sa pohyboval v rozmedzí od 53 do 57 %. Pevnostné charakteristiky jednotlivých zložiek kompozitu t.j. vlákien a matrice tak, ako ich poskytol výrobca, boli – pevnosť vlákien Rf = 3 500 MPa a pevnosť matrice Rm = 65 MPa. Ak by sme na základe zmiešavacieho pravidla stanovili teoretickú pevnosť výsledného kompozitného materiálu, táto pevnosť by bola: • Rc = RfVf + RmVm = 3 500 . 0,53 + + 65 . 0,47 = 1 885 [MPa] pri objemovom podiele vlákien 53 % a • Rc = RfVf + RmVm = 3 500 . 0,57 + + 65 . 0,43 = 2 023 [MPa] pri objemovom podiele vlákien 57 %. V tabuľke 1 sú uvedené výsledky skúšok pevnosti GFRP výstuží priemeru 8 mm. Ako je vidieť z výsledkov skúšok, získané pevnosti sú výrazne nižšie ako je teoretická pevnosť týchto výstuží stanovená na základe zmiešavacieho pravidla. Rozdiely môžu byť spôsobené jednak tým, že pevnosť vlákien pri zabudovaní do kompozitu je nižšia ako uvádzaná tzv. „panenská“ pevnosť vlákien. Skutočné pevnosti pred zabudovaním vlákien do kompozitu sa pohybujú okolo 2 100 MPa [1]. Pri uvažovaní tejto pevnosti vlákien by bola teoretická pevnosť kompozitu 1 144 MPa. Ďalšou skutočnosťou, ktorá môže spôsobiť to, že uvedené pevnosti sú nižšie ako je jej teoretická hodnota, je spôsob uchytenia vzorky pri skúške. Pri skúške sa očakáva, že vzorka sa poruší na volnej dĺžke, v našom prípade sa porušenie iniciovalo v uchytení. Na obr. 2 je štatistické spracovanie výsledkov skúšok pevnosti v ťahu vo forme histogramu s uvedením strednej hodnoty a smerodajnej odchýlky. Výrobcom udávaná medza pevnosti v ťahu rovnobežne s vláknami je 750 MPa. Stredná hodnota pevnosti na základe výsledkov skúšok je 847 MPa. Ako charakteristická pevnosť výstuží pre navrhovanie vystužených a predpätých betónových konštrukcií sa podľa niektorých predbež-


4/2006

ných návrhových smerníc [2] a [3] môže použiť hodnota, ktorá sa rovná 5 percentilu alebo hodnote, ktorá sa vypočíta ako stredná hodnota mínus 3 krát smerodajná odchýlka. Tieto hodnoty na základe našich skúšok by boli: 5 percentil = 755,98 MPa a stredná hodnota – 3x smerodajná odchýlka = 847,7 – 3 . 55,11 = 682,3 [MPa]. Modul pružnosti v ťahu Pozdĺžny modul pružnosti GFRP tyčí tvorí približne 25 % z modulu pružnosti ocele. Modul pružnosti CFRP kompozitov, kde sa používajú zvyčajne tuhšie vlákna, je vyšší ako u GFRP kompozitov. Pri použití vysokomodulových vlákien je možné dosiahnuť modul pružnosti porovnateľný s oceľou, ba aj vyšší. AFRP kompozity majú len o niečo vyšší modul pružnosti ako GFRP. Teoreticky stanoviť modul pružnosti jednosmerných vláknových kompozitov je možné jednoducho na základe hore uvedených predpokladov [1] pomocou tzv. zmiešavacieho pravidla. Ec = Ef Vf + Em Vm

(3)

kde Ec je modul pružnosti kompozitu, Ef, Em sú moduly pružnosti vlákien resp. matrice a Vf, Vm sú objemové podiely vlákien resp. matrice. Ak by sme na základe uvedeného vzťahu stanovili teoretickú hodnotu modulu pružnosti GFRP výstuží, ktoré boli použité vo výskume, bola by táto hodnota rovná: • Ec = Ef Vf + Em Vm = 60 000 . 0,53 + + 3 400 . 0,47 = 33 398 [MPa] alebo • Ec = Ef Vf + Em Vm = 70 000 . 0,53 + + 3 400 . 0,47 = 38 698 [MPa]. Keďže výrobca udáva modul pružnosti sklenených vlákien Ef v rozsahu 60 000 až 70 000 MPa. Hodnota modulu pružnosti, ktorú udáva výrobca je 35 000 MPa a experimentálne bola zistená hodnota 36 000 MPa. V tab. 2 sú uvedené niektoré mechanické vlastnosti vybraných druhov kompozitných výstuží a ich porovnanie s betonárskou a predpínacou oceľou. Priečna pevnosť v tlaku Jednosmerný kompozitný materiál podrobený priečnemu tlakovému namáhaniu sa obvykle porušuje šmykovým porušením matrice, čo je sprevádzané oddeľovaním zložiek alebo rozdrvením vlákien. Experimentálne výsledky [7] z oblasti výs-

kumu polymérnych kompozitov spevnených uhlíkovými vláknami ukázali, že pri namáhaní kompozitu tohto typu v priečnom smere stlačením nastáva v ňom šmykové porušenie v smere kolmom na vlákno, v rovinách rovnobežných s vláknami pri očakávaných uhloch. Taktiež sa zistilo, že porušeniu kompozitu predchádza porušenie väzieb medzi vláknami a matricou. Priečna pevnosť v tlaku je nižšia ako pozdĺžna pevnosť v tlaku. Napr. kompozitná výstuž zo sklenených vlákien s objemovým podielom vlákien 46 % a pevnosťou v ťahu rovnobežne s vláknami 1 104 MPa mala pevnosť v tlaku kolmo na vlákna (v priečnom tlaku) len 138 MPa, zatiaľ čo pevnosť v tlaku rovnobežne s vláknami bola 600 MPa [1]. Teda pevnosť v priečnom tlaku predstavuje len asi 12,5 % z pevnosti v ťahu a pevnosť v tlaku rovnobežne s vláknami predstavuje asi 55 % z pevnosti v ťahu. Ak zabránime deformácii v smere kolmom na rovinu určenú smerom zaťaženia a osami vlákien, môžeme dosiahnuť priečnu pevnosť porovnateľnú s pozdĺžnou pevnosťou v tlaku. Vzrast pevnosti je zistiteľný, pretože porušenie v tomto prípade vzniká strihom vlákien, ktorých pevnosť je väčšia než pevnosť matrice a väčšia než pevnosť väzieb. Pri strihovom porušení vlákien sa pozorovalo, že priečna pevnosť pri stlačení zrastá s rastúcim podielom vlákien. V P LY V

ALKALICKÉHO PROSTREDIA

NA MECHANICKÉ VLASTNOSTI

FRP materiály v súčasnosti používané v zahraničí ako výstuž v betónových konštrukciách vykazujú vo všeobecnosti vysokú odolnosť voči vplyvom prostredia, ktoré spôsobujú koróziu bežne pou-

žívanej oceľovej predpätej a nepredpätej výstuže. Avšak ich odolnosť voči alkalickému prostrediu, teda voči samotnému betónu, ktorým sú vlastne v konštrukcii obklopené, je hlavne pri GFRP kompozitoch bez špeciálnej úpravy matrice výrazne nižšia a spôsobuje časovo závislý pokles ich pevnostných vlastností. Existujú presvedčivé dôkazy, že rozsah znehodnocovania (degradácie) polymérnych kompozitov vystavených kvapalnému prostrediu je spojený so stupňom sorpcie kvapaliny. Pochopenie procesu šírenia (difúzneho procesu), ako aj činiteľov, ktoré ho ovplyvňujú, je rozhodujúce pre stanovenie stavu materiálu. Stručne môžeme povedať, že sorpčné vlastnosti polymérov alebo polymérnych kompozitov závisia od druhu a koncentrácie tekutiny, teploty, pôsobiaceho napätia, stavu primárneho poškodenia, chemického zloženia matrice a rozhrania vlákno/matrica [4]. Vplyv sorpcie vlhkosti alebo alkalického roztoku v GFRP výstužiach sa mení so spomenutými premennými a spôsobuje stratu pevnosti a tuhosti. Štúdia pôsobenia alkalického prostredia má veľký význam pre použitie FRP v betónových konštrukciách. FRP výstuž je ponorená v cementovom prostredí. Zistilo sa, že takéto prostredie pôsobí agresívne na GFRP materiály. Spôsobuje to vysoká úroveň pH (pH = 13,5) vodného roztoku obsiahnutého v póroch a prítomnosť alkalických iónov. Alkalický roztok spôsobuje krehnutie sklenených vlákien a poškodenie na úrovni medzifázového rozhrania pôsobením chemických vplyvov a nárastom hydratačných produktov. Tieto vplyvy vedú k strate ťahovej pev-

Tab. 2 Porovnanie mechanických vlastností (v pozdĺžnom smere) (ACI 440 2003) Tab. 2 Comparison of mechanical properties (in longitudinal direction) (ACI 440 2003) GFRP CFRP AFRP predpínacie predpínacie predpínacie drôty drôty drôty Pevnosť v ťahu [MPa] 483 až 690 1379 až 1862 517 až 1207 1379 až 1724 1650 až 2410 1200 až 2068 Medza klzu [MPa] 276 až 414 1034 až 1396 Nie je Modul pružnosti v ťahu [GPa] 200 186 až 200 41 až 55 48 až 62 152 až 165 50 až 74 Maximálne predĺženie >0,10 >0,04 0,035 až 0,05 0,03 až 0,045 0,01 až 0,015 0,02 až 0,026 [mm/mm] Pevnosť v tlaku, [MPa] 276 až 414 310 až 482 Koef. teplotnej roztiažnosti 11,7 11,7 9,9 9,9 0,0 -1,0 [10-6/°C] Objemová hmotnosť [g/cm3] 7,9 7,9 1,5 až 2,0 2,4 1,5 až 1,6 1,25 Poznámka: Všetky vlastnosti popisujú jednosmerne vystužené kompozity Vlastnosti sa menia s obsahom vlákien (45 až 70 %), priemerom vlákien, priemerom výstuže,...


Betonárska oceľ

Predpínacia oceľ

4/2006

GFRP tyče

49

>]YZSa^Sd\]abWd]VgPSd^Zgd][OZYOZWQY{V]^`]ab`SRWO I;>OK &

%!! $#'

$$

$

# %

Obr. 3 Pevnosť v ohybe GFRP výstuže ∅ 16 mm vystavenej pôsobeniu alkalického prostredia Fig. 3 Bending strength of GFRP reinforcement ∅ 16 mm exposed to alcalic environment impact

"

<S]d^Zgd\S\{

&bÝÐ°]d

$bÝÐ°]d

;]RcZ^`cÐ\]abWdÝabcÐSdgabOdSR\SXd^Zgd][ OZYOZWQY{V]^`]ab`SRWO

I5>OK

"

"bÝÐR\S

!& & !#"&

!"'" !&

!

<S]d^Zgd\S\{

"bÝÐR\S

&bÝÐ°]d

$bÝÐ°]d

Obr. 4 Modul pružnosti GFRP výstuže ∅ 16 mm vystavenej pôsobeniu alkalického prostredia Fig. 4 Modulus of elasticity of GFRP reinforcement ∅ 16 mm exposed to alcalic environment impact

nosti a zníženiu interlaminárnych vlastností v priečnom smere. Štúdia skutočného dlhodobého správania sa kompozitných materiálov by si vyžiadala taký dlhý skúšobný test, ako je životnosť konštrukcie. Z toho dôvodu sú potrebné zrýchlené skúšobné postupy pre skúmanie problémov trvanlivosti. Proces starnutia uvažovaný počas zrýchlených testov trvanlivosti FRP materiálov je možné rozdeliť do troch tried: (1) účinky starnutia spojené so živicou, (2) s vlákObr. 5 Tri fázy dotvarovania [5] Fig. 5 Three phases of creep [5]

>`Sbd]`S\WS

>]`cÈS\WS

nami, (3) so zmenami na medzifázovom rozhraní vlákno/matrica. Na simulovanie starnutia v urýchlených testoch sa najčastejšie používa zvýšená teplota a vysoký obsah alkálií, pretože výskumy ukázali, ako teplota ovplyvňuje sorpciu a difúzne vlastnosti alkalických roztokov. Porovnaním prirodzeného starnutia a výsledkov urýchlených testov je možné vytvoriť závislosť na stanovenie vzťahu medzi teplotou a časom v zrýchlenom teste a skutočnými podmienkami. Na výpočet tejto závislosti je možné použiť rovnicu (4) [13]. N/C = 0,098 e (0,0558 T),

kde N je čas v dňoch v skutočných podmienkach, T teplota pri urýchlenom teste starnutia [°F], C je dĺžka trvania zrýchleného testu v dňoch pri teplote T. Na našom pracovisku sa na overenie vplyvu alkalického prostredia uskutočnili urýchlené skúšky starnutia na priemyselne vyrobených GFRP tyčiach (polyesterová živica, vlákna z E – skla). Na simulovanie starnutia v urýchlenom teste bola použitá zvýšená teplota 70 °C a roztok s vysokým obsahom alkálií. Priemerná hodnota pH 12. V roztoku, pri zvýšenej teplote, boli vzorky výstuže ∅ 8 a 16 mm uložené po dobu 4, 8 a 16 týždňov. Vzorky neboli zaťažené. Po vybratí z roztoku bola stanovená ich zostatková pevnosť a modul pružnosti. Výsledky skúšok výstuží ∅ 16 mm sú zobrazené na obr. 3 a 4. Najväčší pokles pevnosti bol zaznamenaný na vzorkách, ktoré boli v roztoku 16 týždňov, a to 28 % z krátkodobej pevnosti. Pokles modulu pružnosti bol o 19,5 %. Podľa výsledkov niektorých výskumov pomocou urýchleného starnutia môže alkalické prostredia zapríčiniť zníženie pevnosti GFRP výstuží až do 70 % z krátkodobej pevnosti v závislosti od Tab. 3 Teoretická doba životnosti GFRP Tab. 3 Theoretical lifetime of GFRP

εW

>`W[t`\S

ASYc\Rt`\S

ε W µ ^]xWOb]x\{^`cÐ\{^`Sbd]`S\WS

50

BS`QWtZ\S vOa

(4)

typu matrice. Najvhodnejšie sú epoxidové a vinyl-esterové živice. D OT VA R O VA N I E

A PORUŠENIE

D OT VA R O VA N Í M

Porušenie dotvarovaním je porušenie materiálu vystaveného vysokej hladine namáhania po určitom časovom období a vyskytne sa vtedy, keď sa vyčrpá pretvárna kapacita materiálu (dosiahne sa kapacita pretvorenia). V súčasnej dobe používaná oceľová predpínacia výstuž je schopná prenášať vysoké ťahové napätia (až 75 % zo svojej charakteristickej krátkodobej pevnosti) počas celého obdobia života konštrukcie. Pravda iba vtedy, ak je dostatočne chránená pred koróziou, prípadne inými nežiadúcimi vplyvmi, ktoré môžu mať za následok jej silné poškodenie a následne aj vyradenie z prevádzky. V prípade GFRP výstuže (a vo všeobecnosti aj ostatných druhov FRP výstuže) je však situácia odlišná. Pod účinkom dlhodobo pôsobiacej a dostatočne veľkej ťahovej sily dochádza k porušeniu výstuže (a tým aj prvku) vplyvom jej dotvarovania. Ide o jav, ktorý je všeobecne známy u väčšiny konštrukčných materiálov. Správanie sa jednosmerných kompozitov, akými sú aj výstuže GFRP, namáhaných dlhodobým statickým zaťažením možno vyjadriť krivkou podľa obr. 5. Úplná krivka dotvarovania pozostáva z troch častí: primárnej, sekundárnej a terciárnej. Primárne a sekundárne dotvarovanie – to sú známe reologické javy popisujúce nárast pretvorenia zaťaženého konštrukčného prvku v čase. Primárna fáza nastáva okamžite po aplikovaní zaťaženia. Sekundárna časť sa vyskytuje počas dlhého časového úseku. Počas tohto úseku sa môžu porušiť niektoré slabšie vlákna, ale trenie alebo priľnavosť živice medzi vláknami prenáša zaťaženie do priľahlých vlákien. Ak je hladina namáhania dostatočne nízka, poškodenie vlákien sa týka iba sekundárnej úrovne dotvarovania a výstuž má „neobmedzenú“ prevádzkovú životnosť. Pre väčšinu konštrukčných materiálov platí, že sa „krivka dotvarovania asymptoticky blíži ku tzv. konečnej hodnote dotvarovania“. Pre využiteľné hladiny namáhania sa do terciárnej časti dotvarovanie vôbec nedo-

κ [-] 0,64 0,65 0,70 0,75 0,80 98,26 57,11 4,27 0,38 14,551) tu [roky] Poznámka: 1) hodnota tu [dni], 2) hodnota tu [hod], 3) hodnota tu [min]

0,85 41,832)


0,90 5,662)

0,95 51,173)

4/2006

>][S`\{^`Sbd]`S\WSIK

'

& dh]`YO dh]`YO"O dh]`YO O dh]`YO%

dh]`YO dh]`YO!O dh]`YOO dh]`YO#

%

$

"

$

&

vOaIV]RK

Obr. 6 Pretvorenie výstuže v čase vplyvom dotvarovania pre rôzne hladiny namáhania Fig. 6 Reinforcement strain in time as a result of creep for different load levels

stane. Terciárna fáza predstavuje prudko narastajúce porušenie vlákien až po porušenie výstuže. Tvar krivky dotvarovania na obr. 5 je najviac ovplyvnený hladinou namáhania κ, tj. pomerom pôsobiaceho zaťaženia Fcl k zodpovedajúcej krátkodobej statickej pevnosti výstuže Fcu

κ = Fcl /Fcu

(5)

Fcl = konšt. ≤ Fcu

(6)

Pri relatívne nízkych hodnotách κ sa tretia časť krivky, ako to už bolo vyššie naznačené, pri GFRP výstuži (a vo všeobecnosti ani pri iných materiáloch) ani nevyskytne, čo znamená, že k porušeniu pôsobením dlhodobého zaťaženia počas reálnej doby prevádzky nedôjde. Na obr. 6 sú znázornené krivky dotvarovania GFRP výstuží, ktoré boli získané v rámci výskumného projektu na pracovisku autorov. Jednotlivé krivky sú pre rôzne hladiny namáhania. Pre návrh je potrebné vedieť na koľko percent z medzného zaťaženia môže byť výstuž zaťažená tak, aby terciárna fáza nebola nikdy dosiahnutá. Treba jednoznačne určiť veľkosť hladiny namáhania κ, resp. veľkosť konštantne pôsobiaceho napätia Fcl. Treba stanoviť ako dlho je schopná predpínacia výstuž spoľahlivo prenášať toto zaťaženie, to znamená určiť dobu ts, počas ktorej je schop-

ná plniť svoju funkciu plnohodnotne, ale aj dobu tu, ktorá vyjadruje celkovú dobu jej životnosti. Z experimentálnych údajov je potrebné získať tzv. „charakteristickú krivku životnosti“ označenú napríklad v [6] ako Fclk(tu) a tiež tzv. „strednú krivku životnosti“ označenú ako Fclm(tu); (obr. 7) [6]. Čas tu predstavuje dobu životnosti, resp. okamih, kedy dôjde pôsobením konštantnej sily Fcl, ktorej zodpovedá napätie Rcl, k porušeniu výstuže (v prípade Fclk ide o porušenie 5 zo 100 a v prípade Fclm 50 zo 100 vzoriek súboru). A práve z toho dôvodu, že čas tu vykazuje mimoriadne veľký rozptyl (bol pozorovaný koeficient variácie 50 až 100 %!), je nevyhnutné urobiť za účelom získania spoľahlivých hodnôt tu relatívne veľké množstvo skúšok. Na základe uvedených faktov sa napríklad v [6] odporúča, aby sa takéto skúšky robili prinajmenšom s tromi výrazne odlišnými hladinami namáhania κ (napríklad pre κ = 0,6; 0,7 a 0,8). Pomocou krivky Fclk(tu) sa ďalej zisťuje aj tzv. „charakteristická sila pri porušení“ v čase ts označovaná ako Fclk(ts), ako aj zostatková pevnosť Rcr, resp. jej zodpovedajúca zostatková sila Fcr pri porušení v čase te (obr. 7). Podľa [6] možno vyjadriť čas do porušenia tu pomocou vzťahu −

porušenia, t0 čas rovný 1 hodine, B parameter veľkosti poškodenia FRP materiálu, stanovený na základe skúšok, n parameter materiálu, stanovený na základe skúšok. Na základe vzorca (7) sa dá zostrojiť krivka porušenia vplyvom dotvarovania V tab. 3 sú podľa vzťahu (7) vypočítané časy tu pre jednotlivé hladiny κ. Ak sa požaduje doba životnosti tu ≅ 100 rokov, potom z tab. 3 vyplýva, že hladina namáhania κ môže nadobudnúť maximálne hodnotu 0,64. Pri vyšších hladinách je reálny predpoklad, že nastane porušenie výstuže (a teda aj konštrukcie) počas prevádzky. Z ÁV E RY Na to, aby sa tieto nové materiály mohli bezpečne používať ako výstuž (či už pasívna alebo predpätá) betónových konštrukcií, je potrebné dokonale poznať ich mechanické vlastnosti, a to jednak krátkodobé, ale hlavne ich dlhodobé vlastnosti. Kvôli ich veľkej deformačnej kapacite (nízkemu modulu pružnosti) by sa mali GFRP výstuže používať skôr ako predpätá výstuž než pasívna výstuž, aby sa zabezpečilo efektívnejšie využitie týchto výstuží. Otázka použitia týchto výstuží vo vopred alebo dodatočne predpätých konštrukciách je pomerne dôleži-

Pokračování článku na str. 61 Obr. 7 Charakteristická a stredná krivka porušenia dotvarovaním FRP výstuže [6] Fig. 7 Characteristic and mean curve of failure as a result of creep of FRP reinforcement [6] 4Q 4Q Z Z\

Y`tbY]R]Pt^Sd\]aÍ ^]`cÈS\WSR]bdO`]dO\[

4Q [ 4Q Y

h]abObY]dt^Sd\]aÍ VZ\4 Qc

4Q `

VZ\bc

4QZ ⎡ bc ⎤ n = ⎢ 0 ⎥ OZSP] 4c ⎣ b ⎦ ⎛4 ⎞ ⎛b ⎞ Z\ ⎜ QZ ⎟ = − Z\0 − Z\ ⎜ c ⎟ \ \ ⎝ b ⎠ ⎝ 4c ⎠

4Q Z

(7)

kde Fcl je konštantná pôsobiaca sila menšia ako Fcu, Fu sila potrebná na porušenie pri krátkodobej statickej skúške, tu čas do


4/2006

4QZ[bc 4QZYbc ^]`cÈS\WSR]bdO`]dO\[ cY]\xS\WSRZV]R]PSXaYÈYg h]abObY]dtÍOV]dt^Sd\]aÍ b S

b cY

ba

bb cZ\

51

MEDZNÉ STAVY E N 19 9 2 - 1- 1

VZNIKU A ŠÍRKY TRHLÍN PODĽA S U P L AT N E N Í M V P LY V U N O R M Á LOV E J S I LY V Ž E L E ZO B E TÓ N OV ÝC H P RV KO C H SERVICEABILITY LIMIT STATES OF CRACK CONTROL A C C O R D I N G T O E N 19 9 2 - 1- 1 W I T H N O R M A L F O R C E E F F E C T IN REINFORCED CONCRETE MEMBERS IVA N HA RVA N Modely pre výpočet napätí v priereze bez trhliny a v priereze s trhlinou. Obmedzenia napätí z hľadiska uplatnenia medzných stavov používateľnosti. Minimálna plocha výstuže z hľadiska trvanlivosti železobetónových prvkov. Kritéria pre šírky trhlín. Výpočet a posúdenie šírky trhlín v železobetónových prvkoch pri namáhaní ohybovým momentom a normálovou silou s prípadným účinkom bezsúdržného čiastočného predpätia. Stress analysis models of cracked and uncracked section. Stress limitation within the scope of serviceability limit states. Minimum reinforcement area in term of durability of reinforced concrete members. Criterions for crack widths. Calculation and check of crack widths in reinforced concrete members subjected to a combination of bending moment and normal force with potential partial prestress effect of unbonded tendons. Z AŤ A Ž E N I E

A V N Ú T O R N É S I LY

P R I M E D Z N Ý C H S TAV O C H P O U Ž Í V AT E Ľ N O S T I

Prostredníctvom medzných stavov používateľnosti overujeme prípustné správanie sa nosnej betónovej konštrukcie počas jej bežnej prevádzky. Obyčajne posudzujeme: • vznik a šírku trhlín s ohľadom na dostatočnú trvanlivosť konštrukcie, • pretvorenie konštrukcie s ohľadom na jej prevádzkyschopnosť. Namáhanie a pretvorenie prierezu posudzujeme na účinky charakteristickej kombinácie celkového vonkajšieho zaťaženia fk = g1k + g2k + qk alebo na účinky kvázistálej kombinácie zaťaženia fqp = g1k + g2k + ψ2 qk (so súčiniteľmi zaťaženia ψG,sup = 1,0 a γQ = 1,0). Zložkami zaťaženia môžu byť vlastná tiaže g1, ostatné stále zaťaženie g2 (priečky, podlahy, obvodové plášte apod.) a premen52

né zaťaženie (v bežných podlažiach je to úžitkové zaťaženie q, v najvyššom podlaží sneh s). Hodnota súčiniteľa ψ2 závisí od účelu priestorov nad nosným prvkom. Pre administratívne a obytné priestory uvažujeme ψ2 = 0,3, pre priestory určené na zhromažďovanie ľudí a pre obchody uvažujeme ψ2 = 0,6, pre priestory skladov bude ψ2 = 0,8. Pre zaťaženie snehom v extravilánoch do 1 000 m n. m. uvažujeme ψ2 = 0,0 , nad 1 000 m n. m. bude ψ2 = 0,2. Nakoľko účinky bezsúdržného predpätia obyčajne pri vyšetrovaní medzných stavov používateľnosti definujeme ako vonkajšie zaťaženie prvku, k účinkom zaťaženia fk alebo fqp pripočítavame vplyv excentricky pôsobiacej tlakovej predpínacej sily (-)Fp. Spolu s týmito priamo pôsobiacimi zaťaženiami v niektorých prípadoch vyšetrujeme aj vplyv nepriameho zaťaženia od zmrašťovania betónu, ktoré môže nepriaznivo pôsobiť pri posudzovaní medzných stavov používateľnosti. Potom vo všeobecnosti sú prierezy prvku namáhané ohybovým momentom ME a normálovou silou NE. Vnútorné sily pri výpočtovej analýze spojitých konštrukcií vzťahujeme k ťažisku betónového prierezu. V tomto príspevku budeme označovať tlakové normálové sily záporným znamienkom a ohybové momenty vyvodzujúce ťah na dolnom okraji betónového prierezu kladným znamienkom. OBMEDZENIE

N A P ÄT Í P R I M E D Z N Ý C H

S T A V O C H P O U Ž Í V AT E Ľ N O S T I

Pri overovaní medzných stavov používateľnosti obmedzujeme hodnoty napätí v betóne, v betonárskej i predpínacej výstuži. Tieto obmedzenia uplatňujeme z týchto dôvodov: • Ak sú tlakové napätia v betóne väčšie ako 60 % krátkodobej charakteristickej tlakovej pevnosti fck, dochádza k rozširovaniu mikrotrhlín v cementovom tmeli a tým k zvýšeniu priepustnosti betónu. Súčasne vysoká hladina tlakových napätí v betóne môže byť príčinou vzni-

ku pozdĺžnych štiepiacich trhlín pri tlačenom okraji prvku. Tieto javy ohrozujú najmä trvanlivosť konštrukcie. Z uvedených dôvodov sa odporúča najmä u konštrukcií v triedach prostredia XD a XF, aby tlakové napätia σc,max na okraji najviac namáhaného prierezu pri charakteristickej kombinácii zaťažení neprekročili hodnoty (-)σc,max ≤ 0,6 fck

pre to ≥ 28 dní (obr. 1),

(-)σc,max ≤ 0,6 fck(to) pre to < 28 dní. V týchto i nasledujúcich vzťahoch to je doba začiatku pôsobenia zaťaženia od vybetónovania prvku. Pri urýchľovaní tvrdnutia betónu uvažujeme jeho ekvivalentný chemický vek. • Ak sú tlakové napätia v betóne od stálych a dlhodobých zložiek zaťažení väčšie ako 45 % krátkodobej charakteristickej tlakovej pevnosti fck, dochádza k nadmernému nelineárnemu dotvarovaniu betónu. Preto sa odporúča, aby tlakové napätia σc,max na okraji najviac namáhaného prierezu pri kvázistálej kombinácii zaťažení neprekročili hodnoty (-)σc,max ≤ 0,45 fck

pre to ≥ 28 dní (obr. 2),

(-)σc,max ≤ 0,45 fck(to) pre to < 28 dní. • Ak ťahové napätia v betonárskej výstuži dosiahnu na úrovni medzných stavov používateľnosti charakteristickú medzu kĺzu fyk, vzniknú vo výstuži trvalé plastické deformácie. Tieto majú za následok neprípustné postupné zväčšovanie šírky trhlín v betóne. Preto sa odporúča, aby maximálne ťahové napätia σs,max v betonárskej výstuži pri charakteristickej kombinácii zaťažení neprekročili hodnoty: - σs,max ≤ 0,8 fyk pri priamych zaťaženiach (stále a premenné zaťaženia, predpätie), prípadne spojených s nepriamym zaťažením,


4/2006

- σs,max ≤ fyk pri nepriamych zaťaženiach vyvolaných obmedzením vynútených deformácií (zmrašťovanie betónu, teplota). Napätie σs,max v betonárskej výstuži určíme po vzniku trhliny v priereze pomocou výpočtového modelu (obr. 2) s tým, že veličiny MEqp, NEqp od kvázistálej kombinácie zaťaženia nahradíme veličinami MEk, NEk od charakteristickej kombinácie zaťaženia. • Podobný vplyv na zväčšovanie šírky trhlín má aj súdržná predpínacia výstuž v dôsledku jej možného dopnutia na hodnoty blízke charakteristickej pevnosti fpk. Príčinou dopnutia môže byť pretvorenie prierezu od účinkov vonkajších zaťažení. Stredná hodnota napätia vo výstuži σpm (t = ∝) po započítaní strát predpätia by nemala prekročiť hodnotu σpm (t = ∝) ≤ 0,75 fpk. MEDZNÉ

S TAV Y V Z N I K U A Š Í R K Y

T R H L Í N P R I P R V K O C H P R E D P ÄT Ý C H L ANAM I B EZ SÚ DRŽNOSTI S B ETÓNOM

Pri aplikácii lán bez súdržnosti je potrebné posúdiť šírku trhlín v čiastočne predpätých prvkoch (napr. v prvkoch stropných konštrukcií). V takýchto prvkoch sa vždy používa tiež betonárska výstuž. Táto výstuž svojou súdržnosťou s betónom je schopná pri určitej hladine jej napätia σs obmedzovať roztváranie trhlín v ťahanej časti prierezu. Samotné bezsúdržné laná nespolupôsobia s jednotlivými prierezmi prvku a nie sú schopné obmedziť šírku vznikajúcich trhlín na prijateľnú hodnotu. Modely výpočtu napätí v priereze prvku na úrovni medzných stavov používateľnosti určujú priebeh a hodnoty napätí počas prevádzky nosnej konštrukcie. V zásade model výpočtu napätí závisí od toho, či očakávame alebo neočakávame vo vyšetrovanom priereze vznik trhlín. Vznik trhlín očakávame, ak ťahové napätie betónu prekročí hodnotu strednej pevnosti betónu v ťahu fctm pri charakteristickej kombinácii zaťažení. Tam, kde pri výpočte napätí zohľadníme aj nepriame zaťaženia (napr. od zmrašťovania betónu alebo od teploty), môžeme uvažovať so strednou hodnotou pevnosti betónu v ťahu za ohybu fctm,fl. Hodnota fctm,fl je vyššia ako hodnota fctm, je však značne závislá od spôsobu namáhania prierezu. Pre zjednodušenie výpočtových postupov obyčajne uvažujeme vždy bezpečnú hodnotu fctm.

Model výpočtu napätí v priereze bez trhliny Pri výpočte normálových napätí v betóne σc používame vzťahy z lineárnej pružnosti. Vplyv betonárskej výstuže zohľadníme uvážením ideálneho prierezu s najmenšou hodnou pracovného súčiniteľa αe = Es / Ecm (vplyv dotvarovania betónu neuvažujeme). V tlačenej i ťahanej oblasti betónového prierezu odčítame od plochy betónu skutočné plochy výstuže Asj. Pre výpočet napätí v obdĺžnikovom betónovom priereze podľa obr. 1 použijeme tieto veličiny: pomer modulov pružnosti výstuže a betónu αe = Es / Ecm,; plochu ideálneho prierezu [m2] Ai = bh + (αe – 1) ΣAsj,; statický moment ideálnej plochy k hornému okraju prierezu [m3] Si = bh2 / 2 + (αe – 1) ΣAsj (h – asj); vzdialenosť ťažiska ideálneho prierezu od horného okraja prierezu [m] ti = Si / Ai; ideálny moment zotrvačnosti k ťažisku ideálneho prierezu [m4] Ji = 1/12 bh3 + bh (1/2 h – ti)2 + (αe – 1) ΣAsj (h – asj – ti)2; ideálny prierezový modul k dolnému okraju prierezu [m3] Wid = Ji / (h – ti); ideálny prierezový modul k hornému okraju prierezu [m3] Wih = Ji / (-ti). Napätie v betóne σc(z) určíme pre ľubovoľnú výškovú polohu definovanú súradnicou z v betónovom priereze prvku zo vzťahu (1). Napätie v ľubovoľnom j-tom rade betonárskej výstuže definovanom vzdialenosťou asj od dolného okraja prierezu bude

σsj = αe σc(z = h – asj – ti) [MPa] (2) V týchto vzťahoch sme označili veličiny znázornené na obr. 1 nasledovne: (±)MEk je ohybový moment od účinkov


4/2006

Obr. 1 Model na výpočet napätí v priereze bez trhliny pri pôsobení ohybového momentu a normálovej sily na overenie vzniku trhlín v obdĺžnikovom priereze Fig. 1 Stress analysis model of uncracked section subjected to a combination of bending moment and normal force to control of cracking in rectangular cross-section

σQ ( h ) =

(±) < + (±) < (±) S 3

/W

3

8W

TW

h ⎡⎣;>O ⎤⎦

(1)

charakteristickej kombinácie celkového vonkajšieho zaťaženia fk = g1k + g2k + qk; (±)NEk je normálová sila od účinkov charakteristickej kombinácie celkového vonkajšieho zaťaženia fk = g1k + g2k + qk. V bežných prípadoch pri ohýbaných prvkoch bude normálová sila NEk rovná nule; (-)Fp je celková tlaková sila od účinku bezsúdržnej predpínacej výstuže pôsobiaca na excentricite (±)epi k ťažisku ideálneho prierezu. Bezpečnú hodnotu sily určíme po započítaní strát predpätia s napätím rinf σpm∝, keď súčiniteľ rinf = 0,90. Pri výpočte spojitých prvkov nahradíme ohybový účinok predpínacej sily (-)Fp (±)epi ohybovým momentom (±)Mp,tc určeným vo vyšetrovanom reze k ťažisku betónového prierezu od účinku priamych a zakrivených predpínacích jednotiek; (±)NE je výsledná normálová sila [MN] vo vyšetrovanom priereze od účinkov charakteristickej kombinácie celkového vonkajšieho zaťaženia fk a od predpätia. V predpätých prvkoch je táto sila obyčajne tlaková (-). (±)NE = (±)NEk + (-)Fp; (±)efi je excentri53

Obr. 2 Model na výpočet napätí v priereze s trhlinou pri pôsobení ohybového momentu a normálovej sily na overenie šírky trhlín v obdĺžnikovom priereze Fig. 2 Stress analysis model of cracked section subjected to a combination of bending moment and normal force to control of crack widths in rectangular cross-section

výstuže εs v tej istej výške prierezu sú rovnaké. - Vyšetrovaný prierez s trhlinou zostáva rovinný aj po zaťažení prvku. - Vplyv betonárskej výstuže zohľadníme prenásobením prierezu výstuže s pracovným súčiniteľom αe = Es / Ecm (vplyv dotvarovania betónu neuvažujeme). V tlačenej oblasti betónového prierezu odčítame od plochy betónu skutočné plochy výstuže Asj. Analýza betónového prierezu s trhlinou pozostáva z určenia dvoch veličín, a to veľkosti tlakového napätia (-)σc,max v betóne na tlačenom okraji prierezu a vzdialenosti x neutrálnej osi. Na výpočet použijeme podmienku rovnováhy momentov a rovnováhu vodorovných síl pôsobiacich vo vyšetrovanom priereze. Pri analýze betónového prierezu v tvare obdĺžnika podľa obr. 2 (alebo pri všeobecnom betónovom priereze, ak tlačená

cita [m] sily (±)NE k ťažiskovej osi ideálneho prierezu (3). Model výpočtu napätí v priereze s trhlinou Pri výpočte normálových napätí v betóne σc používame podmienky rovnováhy momentov a vodorovných síl pôsobiacich vo vyšetrovanom priereze s trhlinou. Pri analýze obdĺžnikového betónového prierezu použijeme nasledujúce predpoklady výpočtu (obr. 2): - Napätia (+)σc v ťahanom betóne neuvažujeme. - Napätia (-)σc v tlačenom betóne sa menia lineárne a sú úmerné vzdialenosti od neutrálnej osi prierezu, kde sú pretvorenia betónu εcr a betonárskej výstuže εs nulové. Táto os má vzdialenosť x od tlačeného okraja prierezu. - Betón a betonárska výstuž spolupôsobí v celom betónovom priereze. Pretvorenia betónu εcr a betonárskej

(±) e

=

fi

( ± ) ; + ( ± ) < ( ± ) Δb + ( ± ) ; ( ±) < + (−) 4 3Y

3Y

3Y

(±) S

T

=

3_^

^

= (α S −) /aX Q

^

(+) 4

= α S /aX b

54

(

f − V − OaX

(

f − V − OaX f

⎡⎣[ ⎤⎦

(3)

^

3_^

^

(−) 4

aX b

+ ( − ) 4^ ( ± ) Δb

( ±) ; + (−) 4 ( ±) S = ( ±) ; + ( ±) ; ( ±) < + (−) 4 ( ±) < + (−) 4 3_^

aX Q

^bQ

^bQ

3_^

) (−) σ

) (−)σ

Q [Of

Q [Of

⎡⎣;<⎤⎦

⎡⎣;<⎤⎦

⎡⎣[ ⎤⎦

(5)

^

(7)

(8)

časť betónového prierezu má tvar obdĺžnika) môžeme použiť výpočtový postup, v ktorom určíme vo vyšetrovanom priereze výslednú normálovú silu (±)NE od charakteristických účinkov kvázistáleho zaťaženia fqp = g1k + g2k + ψ2 qk a od sily Fp v bezsúdržnej predpínacej výstuži. V mieste trhliny nedochádza k brzdeniu zmrašťovania betónu betonárskou výstužou. (±)NE = (±)NEqp + (-)Fp [MN]

(4)

V bežných prípadoch pri ohýbaných prvkoch bude normálová sila NEqp rovná nule. Pri výpočte spojitých prvkov nahradíme ohybový účinok predpínacej sily (-)Fp (±)ep ohybovým momentom (±)Mp,tc určeným vo vyšetrovanom reze k ťažisku betónového prierezu od účinku priamych a zakrivených predpínacích jednotiek. Excentricita (±)ef výslednej normálovej sily (±)NE k ťažiskovej osi betónového prierezu, ktorá má vzdialenosť tc od tlačeného okraja prierezu, bude podľa (5). Sila v tlačenom betóne (-)Fc predstavuje kubatúru tlakových napätí (-)σc na ploche obdĺžnika s rozmermi b x a jej pôsobisko má od tlačeného okraja prierezu vzdialenosť 1/3 x (6). (-)Fc = 1/2 b x (-)σc,max [MN]

(6)

Jednotlivé rady betonárskej výstuže odlišujeme podľa toho, či výstuž leží v tlačenej alebo ťahanej časti betónového prierezu. V j-tom rade tlačenej výstuže Asj,c alebo ťahanej výstuže Asj,t pôsobí sila vo výstuži (7) a (8). Výška x tlačenej časti betónového prierezu sa určí z podmienky rovnováhy momentov k pôsobisku výslednej vonkajšej sily (±)NE (obr. 2). Takto moment od vonkajšej sily (±)NE bude rovný nule. Celú podmienku rovnováhy momentov môžeme vykrátiť neznámym členom (-)σc,max. Po tejto úprave dostaneme kubickú rovnicu na určenie výšky x tlačenej časti betónového prierezu v tvare (9). Napätie (-)σc,max na tlačenom okraji


4/2006

betónového prierezu určíme z podmienky rovnováhy vodorovných síl v priereze oslabenom trhlinou (obr. 2). Do podmienky rovnováhy dosadíme vypočítanú výšku x tlačenej časti prierezu (10). Napätie σs,max v najviac ťahanom rade betonárskej výstuže (obr. 2) určíme z kompatibility pretvorení εcr v betóne a betonárskej výstuži (11). Kontrola šírky trhlín pri prvkoch predpätých lanami bez súdržnosti s betónom Šírka trhlín musí byť obmedzená v takom rozsahu, aby trhliny nenarušovali funkčnosť, trvanlivosť a vzhľad betónovej konštrukcie počas jej bežnej prevádzky. Kontrolu trhlín dosahujeme predovšetkým zabezpečením minimálneho vystuženia betonárskou výstužou v rozhodujúcich prierezoch nosného prvku. Požadované šírky trhlín môžeme skontrolovať - splnením niektorých konštrukčných požiadaviek v bežných železobetónových prvkoch aj bez zložitejších výpočtov, - výpočtom šírky trhlín pri náročnejších železobetónových a čiastočne predpätých prvkoch. Minimálna plocha výstuže Kritérium minimálnej plochy betonárskej výstuže vychádza z požiadavky, aby sa výstuž v okamihu vzniku prvej trhliny nedostala do plastickej oblasti namáhania. Minimálnu výstuž je potrebné navrhnúť aj do prvkov, u ktorých pri charakteristickej kombinácii zaťažení neočakávame vznik trhliny. Dôvodom sú rôzne objemové zmeny a rovnovážne napätia v betóne od nepriamych zaťažení, ktoré môžu spôsobiť prekročenie ťahovej pevnosti betónu fctm. Minimálnu plochu betonárskej výstuže As,min v ťahanej oblasti betónového prierezu na zabezpečenie požiadaviek medzných stavov používateľnosti určíme zo vzťahu (12)

/a [W\ =

YQ Y TQb STT /Qb

σa

⎡⎣[ ⎤⎦

(12)

Kde Act je plocha ťahanej oblasti betónového prierezu [m2] tesne pred vznikom prvej trhliny určená (obr. 1) pri hodnote napätia na ťahanom okraji prierezu σc,d = fctm. V prípade obdĺžnikového tvaru železobetónového prierezu namáhaného len ohybovým momentom MEk (ak ti ≅ tc) bude

⎧ f− ⎞ ⎛ ⎪ Pf ⎜ ST + bQ − f ⎟ + ∑ ⎨(α S −) /aX Q ⎝ ! ⎠ X Q ⎪ ⎩ ⎧ f − V − OaX ⎪ ⎡ ST + bQ − V − OaX + ∑ ⎨α S /aX t ⎣ f X Q ⎪ ⎩

(

(−) σ

Q [Of

=

)

(

(

⎣

f

(13)

bW #V ≅ = ( V − bW ) V − #V 3

/Q

Q

aX

⎦

⎪⎭

⎫

(9)

⎪⎭

3

) ⎤⎥ +

(

⎡ f − V − OaX ⎢α S /aX b ∑ f ⎥ X Q ⎢ ⎦ ⎣

⎡;>O ⎤⎦

) ⎤⎥ ⎣ ⎥ ⎦

f−R ( − ) σQ [Of ⎡⎣;>O⎤⎦ f

V prípade obdĺžnikového tvaru predpätého prierezu približne bude

(±) <

T

)⎤⎦ ⎪⎬ =

⎡ f − V − OaX Pf + ∑ ⎢(α S −) /aX Q f X Q ⎢ ⎣

Act = b (h – ti) ≅ b h/2

(14)

+

⎛ ( ± ) <3 ⎞ − TQb[ ⎟ ⎡⎣;>O ⎤⎦ +⎜ ⎝ /Q ⎠

(15)

Výšku ht ťahanej oblasti prierezu určíme podľa obr. 3 z podobnosti horného a dolného trojuholníka priebehu napätí σc po výške prierezu h. (16)

Vb =

aX

(±) <

σ a[Of = σ a = α S

σ QV ≅

( V − O ) ⎡ S + b − ( V − O )⎤ ⎫⎪⎬ +

TQb[ TQb[ − ( − ) σQV

V ⎡⎣[ ⎤⎦

(16)

Plocha ťahanej oblasti bude Act = b ht [m2]

(17)

(10)

(11)

kou > 0,8 m, pod stenou rozumieme tiež obdĺžnikový prierez prvku s výškou h, medziľahlé hodnoty súčiniteľa k získame lineárnou interpoláciou; kc je súčiniteľ, ktorý zohľadňuje charakter rozdelenia napätí σc v betóne pred vznikom trhliny, pre centrický ťah bude kc = 1,0, pre čistý ohyb bude kc = 0,4, pre ohybový moment a normálovú silu v obdĺžnikových prierezoch, v stenách komorových prierezov a prierezov tvaru T podľa (18), pre pásnice komorových prierezov a prierezov tvaru T podľa (19); σc je priemerné napätie v betóne od normálovej sily (±)NE pôsobiacej na ploche Ac, kde Ac je celá plocha obdĺžnikového prierezu, plocha stien komorových prierezov a plocha steny prierezu tvaru T. Veľkosť sily (±)NE pozri na označení obr. 1. (±)σc = (±)NE / Ac. (-)σs platí pre tlakovú silu (-)NE; h* je referenčná výška prierezu h* = h ak h < 1 m, h* = 1,0 m ak h ≥ 1 m; k1 je súčiniteľ vplyvu normálovej sily (±)NE na prieObr. 3 Výška ht ťahanej oblasti prierezu Fig. 3 Height ht of the tension zone

fct,eff je pevnosť betónu [MPa] v ťahanej oblasti v dobe, keď očakávame vznik prvej trhliny. Ak dobu vzniku prvej trhliny nemôžeme presne predpovedať, odporúča sa uvažovať fct,eff = fctm; k je súčiniteľ, ktorý vyjadruje vplyv nerovnomerného rozdelenia vnútorných samo-rovnovážnych napätí v betóne, ktoré sú príčinou poklesu vnútorných síl od obmedzených vynútených deformácií, k = 1 pre steny s výškou h ≤ 0,3 m a pre pásnice so šírkou ≤ 0,3 m, k = 0,65 pre steny s výškou h > 0,8 m a pre pásnice so šír-


4/2006

55

Obr. 4 Dopĺňajúca pozdĺžna výstuž Fig. 4 Additional longitudinal reinforcement

⎡ ( ± ) σQ YQ = " ⎢+ ⎢⎣ Y V V TQb STT

(

YQ +'

)

⎤ ⎥ \OXdWOQ YQ ≤ ⎥⎦

(18)

4Q` \OX[S\WSX YQ ≥ # /QbTQb STT

∅abOP = ∅a

(19)

O 'I;>OK Y`ST I[[K Y`ST = R TQb STT YQ VQ`

beh napätí σc v betóne, ak sila (-)NE je tlaková k1 = 1,5, ak sila (+)NE je ťahová k1 = (2 h*) / (3 h); Fcr je vnútorná ťahová sila [MN] v pásnici tesne pred vznikom prvej trhliny. Sila je kubatúrou ťahových napätí v pásnici pôsobiacich na ploche Act1, ak na ťahanom okraji betónového prierezu bude napätie fct,eff; Act1 je plocha ťahanej oblasti betónovej pásnice [m2] komorového prierezu alebo prierezu v tvare T tesne pred vznikom prvej trhliny; σs je prípustné napätie v najviac ťahanej betonárskej výstuži pri ťahanom okraji betónového prierezu bezproMaximálny priemer prúta ∅s,tab [mm] Napätie σs pri prípustnej šírke trhliny vo výstuži [MPa] wmax = 0,3 mm wmax = 0,2 mm 32 25 160 25 16 200 16 12 240 12 8 280 10 6 320 8 5 360 6 4 400 5 – 450

56

stredne po vzniku prvej trhliny. Uvažuje sa najviac hodnotou fyk. Na zabezpečenie maximálnej povolenej šírky trhliny sa určí podľa najväčšieho priemeru betonárskej výstuže ϕs v ťahanej oblasti prierezu pomocou tabuľky 1. Z priemeru ϕs určíme tabuľkovú hodnotu ϕs,tab pre kontrolu šírky trhlín. Pre medziľahlé hodnoty ϕs,tab použijeme lineárnu interpoláciu. Súčiniteľ kref sa uvažuje najviac 2,0. Najmenšie napätie σs vo výstuži uvažujeme 160 MPa (20); ad je najmenšia osová vzdialenosť krajnej vrstvy betonárskej výstuže od ťahaného okraja betónového prierezu podľa obr. 2; hcr je výška ťahanej časti prierezu po vzniku prvej trhliny pri uvážení charakeristickej hodnoty predpätia a normálovej sily (±)NEqp pri kvázistálej kombinácii zaťažení. Výšku

Y`ST ≤

(20)

hcr určíme v priereze s trhlinou (obr. 2) ako hcr = h – x a (±)NE = (±)NEqp + (-)Fp [MN]. Poznámky k určovaniu minimálnej plochy výstuže v ťahanej oblasti prierezu: • Minimálnu plochu betonárskej výstuže As,min v ťahanej oblasti betónového komorového prierezu alebo prierezu v tvare T určujeme samostatne pre stojiny prierezu a samostatne pre pásnice. • V predpätých prvkoch nie je potrebné kontrolovať minimálnu plochu betonárskej výstuže As,min, ak v priereze nevzniknú trhliny. • Ak vystužujeme prvky s celkovou výškou prierezu h ≥ 1 m a zároveň, ak je pozdĺžna betonárska výstuž sústredená len v malej časti výšky prierezu pri jeho ťahanom okraji, je potrebné do ťahanej časti prierezu medzi pozdĺžnou betoTab. 1 Prípustné napätie σs v ťahanej betonárskej výstuži Tab. 1 Allowable stress σs in tension reinforcing steel

nárskou výstužou a neutrálnou osou vždy umiestniť k obom povrchom stojiny dopĺňajúcu pozdĺžnu výstuž, ktorej priemer ϕs je najviac 16 mm a osová vzdialenosť nepresahuje 250 mm. Táto výstuž musí splniť požiadavky na minimálnu plochu výstuže na meter výšky ťahanej oblasti (obr. 4). Do nasledujúceho vzťahu dosadzujeme súčinitele k = 0,5, kc = 1,0 a napätie v ťahanej výstuži bude σs = fyk (21).

/a[W\ =

KRITÉRIÁ

YQ YTQb STT P

σa

(21)

I[ [K

PRE ŠÍRKY TRHLÍN

Z H Ľ A DIS K A TRVA N LIVOSTI

Trhliny zvyšujú priepustnosť betónov, a tak vytvárajú podmienky pre koróziu výstuže v betóne. Prísnosť kritérií pre šírku pravdepodobne najväčšej trhliny vo vyšetrovanom úseku nosného prvku závisí od triedy prostredia a od druhu výstuže. V železobetónových prvkoch a prvkoch predpätých chránenými bezsúdržnými lanami prípustná šírka trhliny menšia ako 0,3 mm vo všetkých prostrediach pri kvázistálej kombinácii zaťažení neohrozuje trvanlivosť nosných betónových konštrukcií pozemných stavieb. V prostrediach triedy X0 a XC1 (opláštené a temperované objekty) šírka trhliny nemá vplyv na trvanlivosť bežných železobetónových prvkov a kritériom býva zaistenie požadovaného vzhľadu nosného prvku. V takomto prípade za prípustnú šírku trhliny obyčajne považujeme šírku menšiu ako 0,4 mm. Výpočet šírky trhlín pri prvkoch predpätých lanami bez súdržnosti s betónom Najväčšiu pravdepodobnú šírku trhliny v mieste ťahaného okraja vyšetrovanej oblasti prvku nazývame návrhovou šírkou trhliny wk. Porovnávame ju s prípustnou šírkou trhliny. Návrhová šírka trhliny sa určí zo vzťahu (22). wk = sr,max (εsm – εcm – εcs)

(22)

Vo vzťahu sme použili nasledovné označenia: sr,max je najväčšia pravdepodobná vzdialenosť medzi trhlinami; εcs je pomerné pretvorenie od zmrašťovania betónu v dobe vyšetrovania šírky trhliny; εsm je priemerná hodnota pomerného pretvorenia betonárskej výstuže medzi trhlinami


4/2006

Obr. 5 Účinná prierezová plocha Ac,eff ťahanej časti prierezu Fig. 5 Effective tension area Ac,eff

v betóne pri kvázistálej kombinácii zaťaženia určená s vplyvom ťahaného betónu medzi trhlinami; εcm je priemerná hodnota pomerného pretvorenia betónu medzi trhlinami pri kvázistálej kombinácii zaťaženia (23) a (24). V poslednom vzťahu pre výpočet rozdielu pretvorení betonárskej výstuže a betónu (εsm – εcm) sme použili nasledovné označenia: σs,max je napätie v krajnom rade ťahanej výstuže vypočítané v priereze oslabenom trhlinou od kvázistálej kombinácie zaťaženia, je to napätie σs2 = σs,max (obr. 2); αE je pracovný súčiniteľ – pomer modulov pružnosti betonárskej výstuže a betónu, aE = Es / Ecm; fct,eff je stredná hodnota ťahovej pevnosti betónu v dobe od vybetónovania prvku, keď sa očakáva vznik prvej trhliny. Obyčajne uvažujeme fct,eff = fctm; kt je súčiniteľ závislý na charaktere zaťaženia, pre krátkodobé zaťaženie bude kt = 0,6, pre dlhodobé a kvázistále zaťaženie bude kt = 0,4; ρp,eff je efektívny stupeň vystuženia ρp,eff = As/ Ac,eff ťahanou betonárskou výstužou As, ktorá sa nachádza v efektívnej (účinnej) ploche ťahaného betónu Ac,eff; Ac,eff je efektívna (účinná) plocha ťahaného betónu, ktorá má výšku hc,eff (obr. 5). Najväčšia pravdepodobná vzdialenosť medzi trhlinami sr,max sa určuje v závislosti od osovej vzdialenosti as prútov krajného radu ťahanej betonárskej výstuže (obr. 5). sr,max = 3,4c + 0,425k1k2ϕs/ρp,eff ak as ≤ 5ad sr,max = 1,3(h – x) = 1,3hcr ak as > 5ad

(ε

a[

− εQ[ ) = εa − Yb εa` =

(ε

− εQ[ ) ≥ $ a[

σ a[Of 3a

− Yb

3 a ρ^STT

σ a[Of

(+ α ρ ) 3

^STT

(23)

(24)

3a

ného radu betonárskej výstuže od ťahaného okraja prierezu; k1 je súčiniteľ vplyvu povrchu betonárskej výstuže na jej súdržnosť s betónom, pre rebierkovú výstuž bude k1 = 0,8 a pre výstuž s hladkým povrchom bude k1 = 1,6; x je výška tlačenej časti prierezu s trhlinou (obr. 2); k2 je súčiniteľ zahľadňujúci priebeh pretvorenia ε v ťahanej zóne prierezu podľa obr. 5. Pre namáhanie čistým ohybom bude k2 = 0,5, pre centrický ťah bude k2 = 1,0, pre excentrický tlak s excentricitou ef na obr. 2 bude k2 = 1,5 – kz; kz je pomocný súčiniteľ, ktorý sa určí z diagramu na obr. 6 v závislosti na veľkosti excentricity ef tlakovej sily (-)NE definovaných podľa obr. 2.

(25)

Vo vzťahu (25) sme označili: c je krytie krajného radu ťahanej betonárskej výstuže betónom; ad je osová vzdialenosť kraj-

TQb STT

Obr. 6 Diagram na určenie súčiniteľa kz v závislosti na excentricite ef Fig. 6 Coefficient kz diagram in dependence on eccentricity ef

Literatúra: [1] Harvan I.: Železobetónové nosné sústavy pozemných stavieb, navrhovanie podľa spoločných európskych noriem. 289 s. Vydavateľstvo STU Bratislava, 2006. [2] Harvan I.: Predpäté konštrukcie pozemných stavieb, navrhovanie podľa spoločných európskych noriem. 264 s. Vydavateľstvo STU Bratislava, 2006 (v tlači). [3] Zborník zo školenia Spoločné európske normy pre navrhovanie nosných konštrukcií stavieb, EN 1992-1-1 Navrhovanie betónových konštrukcií. 270 s. Stavebná fakulta STU Bratislava, 2004. [4] Bilčík J., Fillo Ľ., Halvoník H.: Betónové konštrukcie. Navrhovanie podľa EN 1992-1-1. 314 s. Betoning, s. r. o., Bratislava 2005.

Tento článok vznikol za podpory výskumného projektu VEGA č. 1/3323/06 Navrhovanie betónových konštrukcií na medzný stav trvanlivosti. Doc. Ing. Ivan Harvan, PhD. tel.: +421 259 274 557 e-mail: [email protected] Stavebná fakulta TU v Bratislave Kat. betón. konštr. a mostov Radlinského 11, 813 68 Bratislava Slovenská republika


4/2006

57

DRUHÝ

MOST

INCHEON

P AV E L H U S T O L E S Mott MacDonald jako partner japonské firmy Yooshin Engineering Corporation pracuje na kontrole (supervizi) projektové dokumentace druhého dálničního připojení mezinárodního letiště Incheon (Jižní Korea) umístěného na ostrově Yeongjongdo. Nové letiště Incheon, které nahradilo pro mezinárodní provoz již kapacitně nevyhovující letiště Seoul, bylo vybudováno na zásypu mělkého moře mezi dvěma ostrovy Yongyudo a Yeongjongdo. V současné době je letiště dostupné ze severních částí hlavního města Seoul po mostě Yeongjong. Tento dvoupatrový most nese v horním patře šestipruhovou dálnici (2 x 3 jízdní pruhy) a ve spodním patře místní komunikaci (2 x 2 jízdní pruhy) a dvoukolejnou trať pro, v současnosti budovanou, linku metra. Toto připojení je z hlediska rostoucího provozu a dostupnosti z jižních částí Seoulu nedostatečné, a proto bylo rozhodnuto o vybudování druhé šestipruhové dálnice napojené od jihu na dálniční systém kolem Seoulu. 5 x 50.0 = 250.0 m

Celý projekt je financován ze soukromých zdrojů dle modelu BOT (build, operate, transfer) společností KODA Development Corporation. Hlavním dodavatelem je firma SAMSUNG Corporation. Stavba byla zahájena na jaře 2005 a měla by být dokončena na podzim 2009. Nová trasa překonává průliv mezi ostrovem Yeongjongdo a Korejským poloostrovem v délce 12,343 km. Moře je v průlivu, s výjimkou udržovaných plavebních koridorů, relativně velice mělké a při změně výšky hladiny vlivem přílivu a odlivu, který dosahuje až ± 4,635 m, dochází k odkrytí dna poblíž pobřeží. Připojení na příjezdovou komunikaci k letišti (2 x 4 jízdní pruhy) a napojení na 2. Gyeonging Expressway (2 x 3 jízdní pruhy) a pobřežní komunikaci (2 x 3 jízdní pruhy) na pevnině jsou řešeny samostatnými projekty. TYPY MOSTŮ P OUŽITÉ PRO PŘ E MOSTĚ N Í Hlavní pole přes plavební koridor a přilehlá pole celkové délky 1 480 m jsou řešena jako ocelový zavěšený most s betonovými

5 x 50.0 = 250.0 m

82.0 + 5 x 145.0 + 82.0 = 889.0 m LET M O M O N T O V A N Ý V IA D U KT

PO LE V Y SO U V A N Á V C ELÉ D ÉLC E; PO PET I PO LÍC H D O D A T EC N E SPO JEN A V E SPO JIT Ý N O SN ÍK

W2 0

W1 5

W1 0

W9

W8

W7

W5

W6

W4

W3

E2

E3

80.0 + 260.0 + 800.0 + 260.0 + 80.0 = 1480.0 m ZAV EŠENÝ OC ELOV Ý MOST

PLAV EBN Í PRO ST O R

W3

W2

W1

E1

Obr. 2 Podélný řez částí mostu Obr. 1 Situace Druhého mostu Incheon

58

Obr. 3 Perspektivní pohled na most


4/2006

pylony, se dvěma šikmými rovinami závěsů, o rozpětí 80 + 260 + 800 + 260 + 80 m. Výška hlavních pylonů je 238,5 m nad průměrnou hladinu moře. Přilehlé mosty na obou stranách délky 889 m jsou letmo montované (BCM – balanced cantilever method) o rozpětí 82 + 4 x 145 + 82 m. Zbývající části přemostění v délce 5 950 m (119 polí) na straně ostrova Yeongjongdo a 2 450 m (49 polí) na straně pevniny jsou montovány z prefabrikátů na celou délku pole a šířky poloviny dálnice (FSLM – full span launching method) o délce pole 50 m. Tato pole jsou spojena dodatečným předpětím většinou po pěti nebo čtyřech polích do celků chovajících se jako spojitý nosník pro další stálé a nahodilé ztížení. Samostatným objektem v délce 685 m je oblast pro vybírání mýtného umístěná na ostrově. Tato část s rozšířením na více jízdních pruhů je částečně na mostech z podélných nosníků (50 m a 2 x 42 + 34 + 2 x 40 m) a částečně na násypu. Plavební prostor v hlavním poli má rozměry 625,5 x 74 m při průměrné hladině moře. Niveleta mostu dosahuje v nejvyšším místě výšky +83,083 m n. m. Běžná výška viaduktů se pohybuje okolo +15,000 m n. m. s proměnným podélným spádem ± 0,3 %. V přístupu na hlavní most se niveleta zvedá + 3 %. V hlavním poli je na délku 600 m vrcholový zakružovací oblouk o poloměru 10 000 m. N ÁV R H K O N S T R U K C E Návrh mostu je zpracován dle US standardu AASHTO LRFD a korejských norem. Most se nalézá v mírně seismické oblasti se základním seismickým zrychlením 0,15 g. Dalším velice důležitým vodorovným ztížením je zatížení vlnami a větrem (zejména u vysokých viaduktů a zavěšené části). Náraz lodí je uvažován pouze na pilíře viaduktů s 50m poli, a to relativně malými loděmi, protože hloubka moře zde nedovoluje hlubší ponor. Pilíře hlavního mostu a přilehlých viaduktů o rozpětí přes 80 m jsou chráněny proti nárazu. Mořské dno je tvořeno písčitými sedimenty dosahujícími mocnosti 30 m, pod nimž je zvětralá až navětralá žula. Horizont zdravé žuly se nalézá v proměnné hloubce od 30 do 105 m. Zakládání je na vrtaných širokoprofilových pilotách o průměru od 1,8 do 3 m a délky až 75 m zakotvených do navětralé žuly s výjimkou hlavních pylonů, které jsou založeny až na zdravé žule. Plavební kanály jsou uměle vytvořeny a udržovány ve vrstvě písčitých sedimentů. Hlavní pylony a vyšší pilíře mají pilotový práh 1,5 m nad průměrnou hladinou moře a jsou při přílivu částečně ponořeny. Prahy hlavních pylonů mají rozměry 70 x 25 x 10,4 m a jsou podepřeny 3 x 8 pilotami průměru 3 m, ostatní pilíře hlavního mostu a přilehlých viaduktů letmo montovaných mají rozměry 28,2 x 13 x 5 m na 2 x 4 pilotách průměru 2,4 m. Devět pilířů 50m polí má dvojice pilotových prahů o rozměrech 11 x 11 x 4 m na 2 x 2 pilotách průměru 1,8 m. Ostatní pilíře jsou založeny bez pilotového prahu na jedné pilotě o průměru 3 m a 2,4 m blíže k pobřeží, kde je nižší hloubka. Pilotové prahy jsou betonovány do železobetonového ztraceného bednění sloužícího současně jako ochrana betonu proti agresivitě prostředí. Stejně tak ocelové výpažnice slouží vedle své funkce při budování pilot

Obr. 4 Přístavní molo s betonáží prefabrikovaného bednění pilotových prahů přímo na molu

Obr. 5 Plovoucí jeřáb o nosnosti 3700 t

Obr. 6 Osazování ztraceného bednění pro pilotový práh se čtyřmi pilotami BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2006

59

Obr. 7 Odbourávání betonu hlav pilot (obalení výztuže v kotevní části usnadnňuje bourání betonu a udržuje výztuž čistou)

jako ochrana betonu, a nejsou tedy vzaty do výpočtu únosnosti pilot s výjimkou seismického výpočtu, kdy vyšší tuhost působí nepříznivě. Spodní část hlavních pylonů je tvořena dvojicí dutých pilířů čtvercového půdorysu navzájem se příčně rozbíhajících a zužujících k příčníku pod úrovní mostovky. Část nad mostovkou je tvaru obráceného Y, dva duté pilíře 5 x 7 m se spojují ve výšce Obr. 8 Vyztužování pilotového prahu s osmi pilotami

60

183 m n. m. do kotevního dříku 6 x 7 m dosahujícího do výšky 238,5 m (obr. 3). Ostatní pilíře hlavního mostu a přilehlého viaduktu jsou dvojice dutých sloupů obdélníkového půdorysu; další pilíře, tedy pilíře viaduktů s 50m poli, jsou kruhové, plné. Všechny dvojice pilířů s výjimkou vnitřních viaduktů letmo montovaných jsou příčně spojeny úložným prahem, a tvoří tak příčné rámy přenášející příčné síly. Tuhost v podélném směru je zajištěna spolupůsobením pilířů spojených s horní stavbou pevnými ložisky či vetknutím. Vrchní stavba zavěšeného mostu je tvořena ocelovým truhlíkem výšky 3 m na celou šířku dálnice s ocelovou ortotropní mostovkou. Viadukty jsou betonové předpjaté komorového průřezu výšky 3 m zvyšující se až na 8,5 m nad podporou letmo montovaných viaduktů. Vrchní stavba je řešena samostatně pro každou polovinu dálnice s výjimkou konců letmo montovaného viaduktu, kde jsou ze seismických důvodů oba mosty příčně spojeny. Letmo montované viadukty budou mít prefabrikovány všechny segmenty včetně podporových, jejichž hmotnost dosáhne 1 450 t. Spáry mezi segmenty jsou projektovány jako kontaktní lepené epoxidem s výjimkou prvních spar za podporovým dílem, kde se předpokládají spáry betonované monoliticky, aby bylo možné rektifikovat případné nepřesnosti v uložení podporového dílu. V horní části pilíře má být usazen na cementovou maltu tloušťky 30 až 50 mm, rektifikován a přikotven prefabrikát sloužící pro osazení podporového dílu. Uzavírací segment bude též prefabrikovaný s monolitickou sparou tloušťky 250 mm na jedné straně. Volné předpínací kabely budou použity pro předpínání druhé etapy. Vrchní stavba je vetknuta do vnitřních pilířů a na krajních pilířích osazena na hrncová podélně pohybli-


4/2006

vá ložiska. Na nižší straně, t. j. směrem k 50m polím, tato ložiska musí přenášet i tahové síly vznikající od podélných seismických účinků. Prefabikovaná pole délky 50 m mají hmotnost 1 100 t. Tyto prefabrikáty jsou předem předpjaté. Pole jsou osazována na dočasná ložiska v místě vnitřních podpor spojitého nosníku a na definitivní neoprenová ložiska na koncích dilatačních dílů. Po zmonolitnění spar tloušťky 250 mm a předepnutí volných kabelů spojitosti a podélných tyčí příčníku bude konstrukce přesazena na pevná hrncová ložiska. Mosty v oblasti vybírání mýtného jsou navrženy vzhledem k nepravidelnému půdorysu z prefabrikovaných tyčových prvků s monolitickou deskou. Pro montáž všech prefabrikovaných elementů počínaje ztraceným bedněním pilotových prahů, zvedání celých polí, či montáže podporových segmentů letmé montáže byl sestrojen plovoucí jeřáb o nosnosti 3 700 t. Nejtěžším zvedaným prvkem je polovina ztraceného bednění pilotového prahu hlavního pylonu, které i přes rozdělení na poloviny přesahuje 2 500 t. Všechny prefabrikáty jsou vyráběny ve stavebním dvoře situovaném jižně od východního konce stavby na území získaném zásypem mělkého moře. Zde bylo pro účely stavby vybudováno přístavní molo (obr. 4). (Zásypem moře jsou zde získávány ohromné prostory pro rostoucí satelitní města Incheon a Songdo.) Vzhledem k mělkému moři, a tedy nedostatečnému ponoru na koncích mostu, probíhá celá výstavba od hlavního mostu. Segmenty pro letmou montáž s výjimkou podporového dílu osazeného plovoucím jeřábem budou zvedány z dopravních bárek přímo montážním jeřábem na konci konzoly. První dvě 50m pole od letmo montovaného viaduktu jsou osazena přímo plovoucím jeřábem (obr. 9). Oba paralelní mosty jsou montovány současně. Na první dvě pole bude osazen zavážecí most a transportér. Zavážecí most je na celou šířku přes obě poloviny, transportér je sice užší, ale pohybuje se v ose dálnice a zatěžuje tak každou konstrukci pouze 50 %. Celý projekt se vyznačuje smělostí a technickou dokonalostí. Přesnost výstavby pilot o průměru 3 m a délky až 75 m či osazování prefabrikovaných částí konstrukce je úžasná. Ovšemže menší problémy se objevují i zde, ale postup výstavby se zatím Dokončení článku ze str. 51

tá najmä kvôli ich citlivosti na alkalické prostredie. Niektoré návrhové predpisy ich odporúčajú používať len pre dodatočne predpäté konštrukcie necementovou injektážou. Článek byl lektorován

Doc. Ing. Ľudovít Naď, CSc. Ing. Anton Bajcezer Katedra betónových konštrukcií a mostov Stavebná fakulta TU v Košiciach Letná 9, 042 00 Košice e-mail: [email protected]

Obr. 9 Osazení prvního 50m pole (19. června 2006)

neodchyluje od stanoveného harmonogramu, a tak věříme, že most bude v roce 2009 dokončen. Ing. Pavel Hustoles Mott MacDonald Praha, spol. s r. o. Národní 15, 110 00 Praha 1 tel.: 221 412 800, fax: 221 412 810 e-mail: [email protected]

Literatúra: [1] Naď Ľ. a kol.: „Nekovové kompozity ako výstuž betónových konštrukcií“, Vydavateľstvo ELFA, Košice, 2001, 101 s. [2] ACI 440.1R-03: „Guide for the Design and Construction of Concrete Reinforced with FRP Bars.“, March 2003 [3] CHBDC (Canadian Highway Bridge Design Code), final draft, July 1996 [4] Micelli F., Nanni A.: „Material Properties and Durability of FRP Rods“, Center for Infrastructure Engineering Studies University of Missouri Rolla. Report No. 00-22 CIES, March 2001


4/2006

[5] Donald Ch. W., Hamilton III H. R., Bakis Ch. E., Nanni A.: “Design Recommendations for Concrete Structures Prestressed with FRP Tendons”, FHWA Contract DTFH6196-C-00019, Final report, August 2001 [6] Bundelmann H., Rostásy F. S.: „Creep Rupture Behavior of FRP Elements For Prestressed Concrete – Phenomenon, Results and Forecast Models”, ACI Internat. Symp. on FRP Reinforcement for concrete structure, Vancouver, Canada, 1993 [7] Bhagwan D. Agarwal, Lawrence J. Broutman.: „Vláknové kompozity“ SNTL Praha 1987

61

AKTUALITY TOPICAL

MOSTY

SUBJECTS

SEVERNÍHO

ŠPANĚLSKA

Vysouvaný ocelobetonový Euskalduna most přes řeku Nervion v Bilbau, návrh Carlos Fernandez Casado, S. L: IDOM, součást projektu Bilbao, Estuary 2000

fotografie: Jana Margoldová, Vlastimil Šrůma

Chráněná část mostu pro pěší a cyklisty

Podélný řez a příčný řez mostem Euskalduna (Španělská národní zpráva 1994 – 1997, 13. kongres FIP, Amsterodam, Nizozemsko)

Zavěšená gondola Transborder bridge přes ústí řeky Nervion do Atlantického oceánu v předměstí Bilbaa z roku 1893

62

Starořímský aquaduct v Segovii, žulové bloky spojované minimem malty nebo zcela na sucho, 1 stol. n. l.


4/2006

AKTUALITY TOPICAL

SUBJECTS

Lávka pro pěší Campo Volantin v Bilbau, průsvitná sklobetonová mostovka

Lávka pro pěší Campo Volantin v Bilbau, ocelová konstrukce, nástupní rampy a schodiště z bílého betonu, návrh Santiago Calatrava, realizace 1997

Příčný řez a podélný řez mostem (Hormigon y Acero, n; 231, 1. Trimeste 2004)

Extradosed most přes řeku Deba na přípojce Malzaga na dálnici A-8, podhled mostu s dálniční křižovatkou v pozadí návrh Estudio de Ingenieria y Proyectos, EIPSA, most přechází v úzkém údolí železniční trať, řeku a silnici N-634, realizace 2003


4/2006

63

SEMINÁŘE, SEMINÁŘE,

KONFERENCE A SYMPOZIA

KON FE R E NC E A SYM P OZIA V

ČR

R ESPON DI NG TO TOM MOROW‘S CHALLENGES I N STR UCTU R AL ENGI N EER I NG IABSE sympozium Termín a místo konání: 13. až 15. září 2006, Budapešť, Maďarsko Kontakt: www.iabse.hu, www.iabse.org/conferences/budapest2006/, e-mail: [email protected], dále viz BETON TKS 4/2005

CONCR ETE STR UCTU R ES FOR TR AF F IC N ET WOR K 2. středoevropský betonářský kongres Termín a místo konání: 21. a 22. září 2006, Aldis, Hradec Králové Kontakt: e-mail: [email protected], www.cbz.cz, viz BETON TKS 2/2006 PODL AHY 2006 Konference Termín a místo konání: 21. a 22. září 2006, Masarykova kolej ČVUT, Praha Kontakt: e-mail: [email protected], www.betonconsult.cz, viz BETON TKS 3/2006 SP ECIÁLN Í B ETONY – VL ASTNOSTI – TECH NOLOGI E – AP LI K ACE 4. konference se zahraniční účastí Termín a místo konání: 25. až 27. září 2006, Hotel Skalský Dvůr, Lísek 52, Bystřice nad Pernštejnem Kontakt: e-mail: [email protected], www.sekurkon.cz, viz BETON TKS 3/2006

LONG-LI F E CONCR ETE PAVEM ENTS Mezinárodní konference Termín a místo konání: 25. až 26. října 2006, Chicago, USA Kontakt: Shiraz Tayabji, Construction Technology Laboratories, fax: +1 410 997 8480, e-mail: [email protected] F I B R E R EI N FORCED MATER IALS 3. mezinárodní konference Termín a místo konání: 29. až 31. října 2006, Hong Kong, Čína Kontakt: www.cipremier.com, e-mail: [email protected]

B Í LÉ VANY – VODOTĚSN É KONSTR U KCE Z KONSTR U KČN Í HO B ETON U Školení Termín: podzim 2006, Praha – termín bude dále upřesňován Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbz.cz

B ETONÁRSKE DN I 2006 Konference Termín a místo konání: 9. až 10. listopadu 2006, Bratislava, Slovensko Kontakt: www.kbkm.stuba.sk, e-mail: [email protected] viz BETON TKS 3/2006

P R AVDĚPODOB NOST POR UŠOVÁN Í KONSTR U KCÍ – P P K2006 2. celostátní konference Termín a místo konání: 3. a 4. října 2006, Fakulta stavební VUT v Brně, Veveří 331/95 Kontakt: e-mail: [email protected], [email protected], www.uam.cz/PPK2006, viz BETON TKS 2/2006

CONCR ETE I N HOT AN D AGGR ESSIVE ENVI RON M ENTS 8. mezinárodní konference a výstava Termín a místo konání: 27. až 29. listopadu 2006, Gulf Hotel, Bahrain Kontakt: e-mail: [email protected], www.mohandis.org, www.engineer-bh.com/icce/, viz BETON TKS 2/2006 CONCRETE STRUCTURES: STIMULATORS OF DEVELOPMENT fib sympozium Termín a místo konání: 20. až 23. května 2007, Dubrovník, Chorvatsko Kontakt: e-mail: [email protected], www.igh.hr/fib-dubrovnik-2007

ZDĚN É A SM ÍŠEN É KONSTR U KCE 4. konference Termín a místo konání: 19. října 2006, Brno Kontakt: e-mail: [email protected], www.cbz.cz EU ROCODE I I Termín a místo konání: 1. a 8. listopadu 2006, Hotel Olympik, Praha Kontakt: e-mail: [email protected], www.cbz.cz 13. B ETONÁŘSKÉ DNY + V ÝSTAVA B ETON 2006 Termín a místo konání: 29. a 30. listopadu 2006, KC Aldis, Hradec Králové Kontakt: e-mail: [email protected], www.cbz.cz ITA-AITES WOR LD TU N N EL CONGR ESS 2007 U N DERGROU N D SPACE – TH E 4TH DI M ENSION OF M ETROPOLISES Mezinárodní kongres Termín a místo konání: 5. až 10. května 2007, Kongresové centrum Praha, Praha Kontakt: e-mail: [email protected], www.wtc2007.org viz BETON TKS 3/2006

ZAHRANIČNÍ

CONCR ETE U N DER SEVER E CON DITIONS ENVI RON M ENT AN D LOADI NG 5. mezinárodní konference Termín a místo konání: 4. až 6. června 2007, Tours, Francie Kontakt: Francoise Bourgain, tel.: +331 445 828 22, www.consec07.fr, viz BETON TKS 2/2006 F I B ER R EI N FORCED POLYM ER R EI N FORCEM ENT FOR CONCR ETE STR UCTU R ES – F R P RCS-8 8. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 16. až 18. července 2007, Patras, Řecko Kontakt: e-mail: [email protected], www.frprcs8.upatras.gr, viz BETON TKS 2/2006 OU R WOR LD I N CONCR ETE & STR UCTU R ES 32. mezinárodní konference Termín a místo konání: 15. až 17. srpna 2007, Singapur, Republika Singapur Kontakt: www.cipremier.com, e-mail: [email protected] CON N ECTIONS B ET WEEN STEEL AN D CONCR ETE 2. sympozium Termín a místo konání: 4. až 7. září 2007, Stuttgart, Německo Kontakt: Symposium Secretariat, c/o IWB University of Stuttgart, Pfaffenwaldring 4, 70569 Stuttgart, Germany, tel.: +49 711 685 3320; fax: +49 711 685 2285, e-mail: [email protected], www.ivvb.uni-stutttgart.de

MODELI NG OF H ETEROGEN EOUS MATER IALS WITH AP P LICATIONS I N CONSTR UCTION AN D B IOM EDICAL ENGI N EER I NG Mezinárodní konference k třístému výročí ČVUT Praha Termín a místo konání: 25. až 27. června 2007, Praha Kontakt: www.appz.cz/mhm/index.php

I N NOVATIVE MATER IALS AN D TECH NOLOGI ES FOR CONCR ETE STR UCTU R ES 3. středoevropský betonářský kongres Termín a místo konání: 17. a 18. září 2007, Višegrád, Maďarsko Kontakt: [email protected], www.eat.bme.hu

KON FE R E NC E A SYM P OZIA

SHORT AN D M EDI U M SPAN B R I DGES CSCE konference Termín a místo konání: 23. až 25. srpna 2006, Montreal, Kanada

I M P ROVI NG I N F R ASTR UCTU R E WOR LDWI DE – B R I NGI NG P EOP LE CLOSER IABSE sympozium Termín a místo konání: 19. až 21. září 2007, Weimar, Německo Kontakt: e-mail: [email protected], www.iabse.org, www.iabse2007.de, viz BETON TKS 2/2006

6 TH FI B I NTER NATIONAL P H D SYM POSI U M I N CIVI L ENGI N EER I NG Termín a místo konání: 23. a 26. srpna 2006, Zurich, Švýcarsko Kontakt: e-mail: [email protected], www.phdce6.ethz.ch, viz BETON TKS 2/2006 TEXTI LE R EI N FORCED CONCR ETE – ICTRC 1. mezinárodní konference RILEM a Workshop on Numerical Modelling of Quasi-Brittle Reinforced Composites Termín a místo konání: 6. a 7. září 2006, RWTH Aachen University, Německo Kontakt: e-mail: [email protected], http://sfb532.rwth-aachen.de/ictrc, viz BETON TKS 6/2005

64

JOI NTS, B EAR I NGS & SEISM IC SYSTEMS FOR CONCR ETE STR UCTU R ES 6. světový kongres Termín a místo konání: 17. až 21. září 2006, Halifax, Nova Scotia, Kanada Kontakt: www.ijbrc.org

TAI LOR MADE CONCR ETE STR UCTU R ES: N EW SOLUTIONS FOR OU R SOCI ET Y fib sympozium Termín a místo konání: 18. až 21. května 2008, Amsterdam, Nizozemsko Kontakt: Symposium secretariat, fib Group Netherlands, P.O. Box 411, 2800 AK Gouda, The Netherlands, tel.: +31 182 539 233, fax: +31 182 537 510, e-mail: [email protected], www.fib2008amsterodam.nl


4/2006

CCC 2006 Final Invitation Konečná pozvánka

·ÙâèæÕà¹éæãäÙÕâ ·ãâÛæÙççãâ ·ãâ×æÙèÙ¹âÛÝâÙÙæÝâÛ

Host CCC Association Czech Concrete Society Česká betonářská společnost ČSSI www.cbz.cz

Česká verze

HRADEC KRALOVE

Á KONEČN

2006

FOUNDING

MEMBERS

The 2nd Central European Congress on Concrete Engineering

21–22 September 2006 KC Aldis Hradec Kralove, Czech Republic

POZVÁNÍ PŘEDSEDY VĚDECKÉHO VÝBORU KONGRESU Je mi velkou ctí pozvat Vás jménem vědeckého výboru kongresu k účasti na 2. Středoevropském betonářském kongresu. Velký počet mostů a tunelů budovaných a připravovaných v poslední době nás vedl k tomu, abychom zvolili jako hlavní téma 2. CCC kongresu právě betonové konstrukce v dopravní infrastruktuře. Osobně jsem přesvědčený, že přednesené příspěvky nabídnou účastníkům kongresu ucelený přehled o vývoji betonových staveb na sítích pozemních komunikací a na železnicích v ČR a okolních zemích střední Evropy. Přínosné bude také seznámení se s používanými moderními technologiemi, které umožňují výstavbu vysoké kvality za přijatelnou cenu a při dodržení zásad udržitelného vývoje. Kongres se bude konat v nádherném Hradci Králové, který je znám svým transparentním urbanistickým řešením. Odborný program bude doplněn exkurzí na nový, téměř dokončený zavěšený most u Nymburku.

KA POZVÁN

ČBS srdečně zve k účasti na kongresu zástupce investorů, projektantů, dodavatelů, akademických pracovníků i studenty. Vaše účast na této prestižní konferenční akci v rámci středoevropského regionu nás velmi potěší. Věřím, že bude i pro Vás výjimečnou odbornou i společenskou příležitostí k výměně poznatků a zkušeností v tomto důležitém a perspektivním sektoru betonového stavitelství. Těšíme se na setkání s Vámi v Hradci Králové v příjemné atmosféře babího léta 2006!

INY! DO ČEŠT UMOČEN U DNŮ TL BO O M PROGRA KÝCH ! TONÁŘS NA 13. BE CCC KONGRESU 2. Á SLEVA VÝRAZNPRO ÚČASTNÍKY H EC DN

Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc., předseda vědeckého výboru kongresu

CÍL KONGRESU Cílem 2. CCC kongresu HRADEC KRÁLOVÉ 2006 je zprostředkovat jeho účastníkům informace o rychlém rozvoji dopravní infrastruktury v jednotlivých zemích střední Evropy a jejich propojování v mezinárodním měřítku. Pozornost bude v té souvislosti věnována i problémům s plánováním a financováním těchto projektů a výhledům do budoucnosti. Témata jednotlivých přednášených příspěvků se týkají zkušeností z návrhu a realizace betonových konstrukcí na dopravních sítích a s tím souvisejících technologických problémů a novinek. Hlavními druhy zkoumaných a prezentovaných konstrukcí budou velké dopravní projekty, mosty, tunely a betonové vozovky a mostovky. Pozornost bude věnována dále trvanlivosti dopravních staveb z betonu.

Concrete Structures for Traffic Network Betonové konstrukce pro dopravní stavby Final Invitation Konečná pozvánka

www.cbsbeton.eu/ccc www.cbz.cz

POZVÁNKA

Česká betonářská společnost ČSSI a ČBS Servis, s. r. o. www.cbz.cz www.cbsbeton.eu

PR OŽNÉM A NA VL 25% SLEV

O ÚČAST

C KONG NÍKY 2. CC

RESU!

Konference s mezinárodní účastí

13. BETONÁŘSKÉ DNY 2006 a výstava BETON 2006 konané pod záštitou Ing. Milana ŠIMONOVSKÉHO, místopředsedy vlády a ministra dopravy Ing. Milana URBANA, ministra průmyslu a obchodu RNDr. Libora AMBROZKA, ministra životního prostředí Ing. Pavla BRADÍKA, hejtmana Královéhradeckého kraje Ing. Otakara DIVÍŠKA, primátora města Hradec Králové Ing. Václava MATYÁŠE, prezidenta Svazu podnikatelů ve stavebnictví v ČR

TEMATICKÉ OKRUHY KONGRESU

❚ Transport infrastructure projects / Projekty dopravní infrastruktury ❚ Financing / Financování ❚ Bridges / Mosty

CÍL A CHARAKTER 13. BETONÁŘSKÝCH DNŮ Konference Betonářské dny má již několik let výjimečné postavení mezi tuzemskými konferenčními akcemi v oboru stavebnictví, a to jak svojí odbornou úrovní a rozsahem odborného programu, tak i bohatou společenskou stránkou, které dávají vynikající příležitost k setkání v závěru roku všem, kdo se pohybují profesně v oboru betonu, betonových konstrukcí a betonového stavebnictví. Vysoká prestiž Betonářských dnů je posilována záštitami ústředních státních orgánů, rostoucím počtem významných zahraničních účastníků a v neposlední řadě i vytrvalou snahou pořadatele i organizátora přicházet stále s něčím novým a zdokonalovat organizaci celé akce. I v roce 2006 se budou pořádající Česká betonářská společnost ČSSI a organizátor konference ČBS Servis, s. r. o., snažit, aby se očekávaných 750 až 850 účastníků 13. Betonářských dnů cítilo v Hradci Králové dobře a aby se po skončení konference rozjížděli s množstvím podnětných technických informací, novými nebo posílenými obchodními kontakty a celkově s pocitem smysluplně investovaných dvou dnů. Betonářské dny jsou tradičně výroční, průřezovou a bilanční konferenční akcí, která si klade v odborné rovině za cíl seznámit účastníky s nejvýznačnějšími betonovými konstrukcemi uplynulého roku v České republice a s nejdůležitějšími novinkami v oblasti navrhování i provádění betonových konstrukcí. Nejinak tomu bude i v roce 2006. V programu bude opět několik přednášek význačných zahraničních odborníků, které budou věnovány velkým zahraničním stavbám z betonu a některým aktuálním trendům současného betonového stavebnictví. Záměrem vědeckého výboru je rovněž dát příležitost k souhrnnějším informacím o úrovni betonového stavebnictví a významných nových realizací i zástupcům několika zemí sousedících s ČR. Velký prostor bude jako již tradičně dán odborným diskuzím a neformálním setkáním. Většina přednášek bude opět tlumočena z/do angličtiny. TERMÍN A MÍSTO KONÁNÍ 13. Betonářské dny 2006 se uskuteční 29. a 30. listopadu 2006 v KC Aldis, Hradec Králové.

29. a 30. listopadu 2006 Hradec Králové, Kongresové centrum Aldis

TEMATICKÉ OKRUHY Téma 1

❚ Concrete pavements / Betonové vozovky ❚ Durability / Trvanlivost ❚ Tunnels / Tunely 3

Blok vyzvaných přednášek Téma 2 Významné realizace v ČR Téma 3 Nové projekty Téma 4 Významné novinky v technologii a provádění Téma 5 Aplikace evropských betonářských norem v ČR Téma 6 Filmy s tematikou betonu a betonových konstrukcí VÝSTAVA BETON 2006 Dvoudenní výstava výrobků, technologií a firem zabývajících se betonem a betonovými konstrukcemi proběhne souběžně s konáním konference v prostorných foyerech jednacích sálů Kongresového centra Aldis. DALŠÍ MOŽNOSTI FIREMNÍ PREZENTACE Organizátor 13. Betonářských dnů 2006 nabízí zúčastněným firmám řadu možností jejich prezentace, mj. ve sborníku přednášek a na webové stránce konference. Výčet možností firemní prezentace a veškeré další podrobnosti včetně formuláře objednávky budou uvedeny na speciální Pozvánce pro vystavovatele na Výstavu BETON 2006 a na Konečné pozvánce na 13. Betonářské dny 2006. Podrobné informace včetně on-line přihlášky jsou na webových stránkách www.cbz.cz a www.cbsbeton.eu. SPOLEČENSKÝ PROGRAM Společenský program 13. Betonářských dnů nabídne Welcome recepci 28. listopadu 2006 s koncertem a společenský večer s rautem a kulturním programem 29. listopadu 2006. KONTAKTNÍ SPOJENÍ A DALŠÍ INFORMACE Odborná náplň: Česká betonářská společnost ČSSI Organizace a produkce: ČBS Servis, s. r. o. Sekretariát Samcova 1, 110 00 Praha 1 ☎ +420 222 316 195, +420 222 316 173 +420 222 311 261 [email protected], [email protected]

S VA Z

VÝROBCŮ CEMENTU

S VA Z

V ÝROBC Ů B ETON U

ČESKÁ

ČR

ČR

B ETONÁŘSK Á SP OLEČ NOST

SDRUŽENÍ

ČSSI

P R O S A N AC E B E T O N O V Ý C H K O N S T R U K C Í

2006 M OSTY A VOZOVKY

Recommend Documents