2007 I NŽENÝRSKÉ STAVBY A LETIŠTĚ

2/2007

INŽENÝRSKÉ

STAV BY A L E T I ŠT Ě

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

BETONOVÝ

PLÁŠŤ

PODMOŘSKÝCH POTRUBÍ

26/ L

/10

ETIŠTNÍ

T E R M I N Á LY

SVAZ VÝROBCŮ BETONU ČR Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 tel.: 246 030 153 e-mail: [email protected] www.svb.cz

1 8 / BČ S C

ENTRUM

UILDING V

– IT PRAZE 4

STAVĚT

4 / BM

JAKO VÍTR

UDOVY ŘEDITELSTVÍ ĚSTSKÉ AUTOBUSOVÉ

SPOLEČNOSTI V

/37

(EMT)

MADRIDU

YZTUŽENÉ OPĚRNÉ

KONSTRUKCE

ČESKÁ BETONÁŘSKÁ SPOLEČNOST ČSSI Samcova 1, 110 00 Praha 1 tel.: 222 316 173 fax: 222 311 261 e-mail: [email protected] www.cbsbeton.eu

STATICKÉ

VÝPOČTY

A NAVRHOVÁNÍ PŘEDPJATÝCH BETONOVÝCH PREFABRIKÁTŮ

STROPNÍ ROZPONY

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

40/ V

KAZETOVÉ

KONSTRUKCE PRO VELKÉ

/50

/32

Ročník: sedmý Číslo: 2/2007 (vyšlo dne 13. 4. 2007) Vychází dvouměsíčně Vydává BETON TKS, s. r. o., pro: Svaz výrobců cementu ČR Svaz výrobců betonu ČR Českou betonářskou společnost ČSSI Sdružení pro sanace betonových konstrukcí Vydavatelství řídí: Ing. Michal Števula, Ph.D. Šéfredaktorka: Ing. Jana Margoldová, CSc. Produkce: Ing. Lucie Šimečková

OBSAH ROZHOVOR R OZH OVO R Ř E DI TE LE M

VĚDA

S I NG .

B. V OTAVO U , ÚR H LM P

/2

V LIV

A VÝZKUM

MODI FI K AČ N ÍC H P Ř Í S A D NA OB J E MOVÉ ZM Ě NY

Č E RST V ÝC H C E M E NTOV ÝC H PAST

STAV E B N Í B U DOV Y

KONSTRUKCE

M ĚST SKÉ AUTO B US OVÉ SP OLEČ NOSTI (EMT) V M ADR I DU Hugo Corres-Peiretti, José Romo, Javier León

K N E DOŽIT ÝM 95. NAROZE N I NÁM I NG . F R AN TIŠK A B OU MY

Ř E DI TE LST V Í

B ETONOV Ý PL ÁŠŤ P ODMOŘSKÝC H Mikael W. Braestrup

P Ř E H LE D

V ÝP O ČT Y A NAVR HOVÁN Í PŘ E DPJAT ÝC H

/50

/22 /25

STROPN Í KON STR U KC E

Petr Hájek, Ctislav Fiala

CERTIFIK ACE

Redakce, objednávky předplatného a inzerce: tel.: 224 812 906 e-mail: [email protected] [email protected] Roční předplatné: 540 Kč (+ poštovné a balné 6 x 30 = 180 Kč), cena bez DPH 630 Skk (+ poštovné a balné 3 x 35 = = 210 Skk), cena bez DPH

ČSN EN 1992-1-1 Michal Sedláček, Jiří Krátký

/58

E VROPSK Á NOR MA ČSN EN 40 O SVĚ TLOVAC Í STOŽ Á RY Marie Studničková

/60

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

DIAG R AM PRO PROST Ý

B ETON P OD LE

Za původnost příspěvků odpovídají autoři. Označené příspěvky byly lektorovány.

AKTUALITY REŠERŠE

ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ

/62

KON STR U KC E

/40

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

/54

/32 /37

JAKO VÍTR

•

E U RO KÓD EN 1991-1-5 Z ATÍ ŽE N Í TE PLOTOU Milan Holický, Jana Marková I NTE R AKČ N Í

/26

JAKOST

Ilustrace na této straně: Mgr. A. Marcel Turic

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

B ETONOV ÝC H P R E FA B R I K ÁT Ů

NOR MY •

A TECHNOLOGIE

V YZTUŽE N É OPĚ R N É Petr Hubík

SOFT WARE S TAT IC KÉ

/18

PRO VE LKÉ ROZP ONY

S TAVĚ T

/48

Libor Švejda

L ETIŠTN Í T E R M I NÁ LY Jana Margoldová

K AZETOVÉ

/10

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

Sazba: 3P, s. r. o., Staropramenná 21, 150 00 Praha 5

M EZI NÁRODN Í KON FE R E NC E JUNIORSTAV 2007

ČÁST

FI R E M N Í PR EZE NTAC E

M AT E R I Á L Y

/4

/47

P OT R U B Í

ČS C E NT R U M – IT B U I LD I NG V P R AZ E 4 Miloslav Smutek, Jan Štěchovský C E NT R U M C HODOV – Z ÁPADN Í Milan Mužík, Milan Nikš, Martin Půlpán, Ivan Šemík, Miroslav Šváb

/44

Jiří Litoš

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

S E M I NÁ Ř E ,

KON FE R E NC E A SYM P OZ IA

/64

Foto na titulní straně: Opěrná stěna z armované zeminy s lícními velkoplošnými prefabrikáty, Karlovy Vary, projekt Pontex, s. r. o., foto: Jana Margoldová BETON TKS je přímým nástupcem časopisů Beton a zdivo a Sanace.

BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2/2007

1

ROZHOVOR INTERVIEW

VÁŽENÝ

PANE ŘEDITELI,

V posledních deseti letech jste se významně podílel na růstu a budování úspěšné projekční firmy, teď jste zaměstnán, tak říkajíc, na druhé straně barikády – na úřadě, který jste léta navštěvoval a v různých souvislostech žádal o vyjádření k Vašim projektům. Pro projekci i stavební výrobu je to slibná informace – vy budete protistraně rozumět a víte, jak s ní komunikovat, aby Vaše vyjádření byla akceptovatelná. Co je teď pro Vás nejdůležitější? V současné době jsou to dva základní úkoly, Ing. Bořek Votava, ředitel jednak zpracování nového Územního plánu Útvaru rozvoje hl. m. Prahy pro hlavní město Prahu tak, aby plán splňoval veškeré nároky na něj kladené s ohledem na rozvoj moderní evropské metropole, a dále v rámci rozvoje města provést přípravné práce pro pořádání Letních olympijských her. K první část vaší otázky: Na jedné straně jsou to záměry investorů reprezentovaných architektonickými společnostmi na trhu a druhá strana mince jsou různé regulativy historicky cenného města. Tato hranice je velmi křehká a doufám, že mé zkušenosti budou v tomto ohledu přínosem v komunikaci jak pro město, veřejnost, tak i pro oborníky . Rád bych připomněl, že tento úřad, který mám tu čest reprezentovat, má i jiné povinnosti. Zde jsou některé z nich: - zpracovává územní plán hlavního města Prahy a provádí jeho aktualizaci, monitoruje a vyhodnocuje jeho naplňování a případné změny; - zpracovává a zajišťuje zpracování koncepce územního rozvoje celoměstských inženýrských a dopravních systémů, jejich vyhodnocení a modelování údajů o zatížení komunikační sítě včetně sítí hromadné přepravy osob; - připravuje a zpracovává podklady a poskytuje odborné konzultace a informace k funkčnímu uspořádání a využití území hlavního města Prahy a zajišťuje součinnost s orgány územního plánování - zpracovává a zajišťuje přípravu strategického plánu hl. m. Prahy a analytických a koncepčních podkladů pro aktualizaci strategické koncepce hl. m. Prahy, - posuzuje návrhy a rozvojové projekty strategického významu a zajišťuje přípravu příslušných stanovisek, monitoruje a vyhodnocuje proces realizace strategické koncepce města a připravuje monitorovací a hodnotící zprávy, - provádí a zajišťuje digitalizaci územně plánovacích podkladů a dokumentací hl. m. Prahy, shromažďuje údaje, data, informace, vede a udržuje informační systém dat o území hl. m. Prahy, dopravě a jednotné technické infrastruktuře hl. m. Prahy, zajišťuje specializované výstupy z těchto dat včetně prezentace na internetových stránkách hl. m. Prahy, - zajišťuje technologickou základnu pro modelování a vyhodnocování rozvoje území hl. m. včetně vlivů na dopravu a životní prostředí, - zajišťuje spolupráci s odbornými institucemi doma i v zahraničí v oblasti urbanismu, územního plánování, strategického rozvoje, informačních systémů o území a tvorby digitálních map ad. 2

Všechny činnosti jsou svým způsobem důležité a v současné době není možné, a ani to není mým cílem, některé nadřazovat případně upřednostňovat. Jste ve funkci sotva pár dnů a už se v souvislosti s některými uvedenými činnostmi pro Vámi řízené pracoviště rýsuje nesnadný úkol – podílet se na přípravě Prahy na úspěšnou kandidaturu na pořadatele Letních olympijských her. V posledních dnech po odsouhlasení kandidatury pražským zastupitelstvem se o věci začíná diskutovat mezi odbornou i neodbornou veřejností. Jaký je stav věcí s ohledem na tvorbu nového územního plánu? Vždy je potřeba územní plánování přizpůsobit jak daným potřebám rozvoje metropole reprezentovaným potřebami obyvatel města, ať už se jedná o bydlení, případně bolestivé téma dopravní infrastruktury, a společenským vizím jako v tomto případě pořádání LOH. Na tomto místě bych rád zdůraznil, že tvorba nového územního plánu nebude podřízena jen a pouze pořádání LOH, na straně druhé si myslím, že tato myšlenka pomůže jak zviditelní České republiky, tak rozvoji našeho mikroregionu, a to je obrovská výzva pro nás pro všechny. Jak uvedl v rozhovoru na iDnes.cz pan předseda ČOV Milan Jirásek, Praha se o organizaci LOH uchazí již po třetí. V historických pramenech jsou uváděna jednání, která v roce 1924 vedli baron Coubertin s Gutem-Jarkovským a tehdejším ministrem zahraničí Benešem. Myšlenka tehdy spadla pod stůl dřív, než Praha stačila nějakým oficiálním způsobem oznámit svůj zájem. Druhý pokus ukončila srpnová okupace v roce 1968 a přednost dostala Moskva. Takže dnes jsme už dále? Ano. Tomu, abychom se dostali do současného bodu však předcházelo několik let příprav, zpracování analýz, vyhodnocování a porovnávání výsledků, na jejichž základě bylo možno učinit rozhodnutí o dalším postupu. Prvním krokem v přípravě případné olympijské kandidatury bylo už v roce 2003 usnesení Rady hl. m. Prahy (RHMP) o zpracování souhrnného materiálu o současném stavu sportovních zařízení v Praze ve vztahu k pořádání velkých sportovních akcí a posouzení rozvojových a realizačních možností hl. m. Prahy se záměrem posoudit možnosti kandidatury na uspořádání LOH v roce 2016, resp. 2020. Zastupitelstvo souhlasilo se sledováním záměru Praha olympijská a uložilo předložení návrhu organizačního a finančního zajištění analýzy záměru. Gestorem zpracování analýz byl jmenován ÚRhlmP, toho času Sekce Magistrátu hl. m. Prahy. Výsledky zpracovaných analýz poskytly podklady pro rozhodování o dalších krocích k realizaci záměru. A? Závěrem analýzy současného stavu sportovních zařízení v Praze bylo zjištění, že potřebný mezinárodní standard požadovaný MOV v podstatě splňují pouze tři zařízení – nová Aréna Sazka, stadion Sparty na Letné a po úpravách hala T-mobile v Holešovicích. Analýza označila skupinu „hlavních“ areálů, které doporučuje sledovat v budoucí olympijské strategii – což jsou zejména Strahov, Štvanice a Maniny, dále areál Slavie v Edenu, umělý


2/2007

ROZHOVOR INTERVIEW

FaM studie konstatovala, že záměr pořádat OH je dosažitelný. Upozornila však na existující slabé články projektu vyžadující zvýšenou pozornost: • do doby podání přihlášky dosáhnout viditelného zlepšení dopravní a sportovní infrastruktury • alespoň částečně vybudovat nový Pražský výstavní areál slučitelný s konceptem LOH, vyřešit problematiku ubytovacích kapacit a prokázat využitelnost klíčových staveb i po skončení LOH Další postupné kroky přípravy kandidatury spočívaly v zajištění přípravné studie proveditelnosti nejdůležitějších olympijských zařízení: využití nového letňanského výstaviště z hlediska potřeb LOH; rozvoje Strahova; rozvoje lokality olympijské vesnice; ceremoniálního stadionu ve variantách s ohledem na nutnost jeho po-olympijského využití; rozvoje plaveckého centra na Maninách; výstavby nového kolejního centra a ve zpracování variant olympijského a po-olympijského využití území městem pořízených a pořizovaných urbanistických studií pro území Letňan, Strahova, Manin a Holešovic. Byly zpracovány i přípravné studie potřeby hl. m. Prahy v oblasti sportovní vybavenosti města, dopravní obsluhy a logistiky ad. V rovině organizačních opatření byly řešeny další úkoly.

slalomový kanál Povltavská, baseballová centra a několik dalších menších. Pro většinu sportovního programu LOH je třeba vybudovat nová zařízení buď v rozvojových plochách územního plánu pro sport, anebo ve zcela nové lokalitě vybrané k tomuto účelu. Pro stavaře to zní slibně, bude dost práce. Velmi důležitá byla územní analýza pořádání LOH, jež vycházela z předchozí studie a dalších podkladů – nabídky jiných kandidátských měst na pořádání LOH v letech 2004 až 2012, požadavků MOV na pořádání LOH; požadavků sportovních olympijských svazů ČSTV a zkušeností a poznatků jiných pořadatelských zemí. V úvahu byly vzaty též požadavky na Paralympijské hry. Jak se vyvíjela územní strategie? 1. pracovní verze Územní strategie pořádání LOH v Praze formulovala a popsala čtyři základní varianty umístění hlavního olympijského areálu (tj. zejména olympijského stadionu, hlavních sportovišť a olympijské vesnice), spolu se sítí doplňujících sportovišť (stávajících areálů a rozvojových lokalit). V každé variantě byly posouzeny nutné dopravní vazby na plánovaný dopravní systém a stanoveny základní podmiňující investice z oblasti dopravy i technické infrastruktury. Ve 2. fázi byla územní analýza pořádání LOH prohloubena, upřesněna a doplněna. Jasně oddělila lokality pro olympijské stavby, které v každém případě budou rozvíjeny a podporovány v souladu s potřebami města, a bezpodmínečně nutný, minimální podíl plánované nadřazené dopravní infrastruktury, který by byl schopen zabezpečit běžný chod města včetně nárůstu dopravy během LOH.

Ve čtvrtek 22. března schválilo pražské zastupitelstvo návrh, aby se Praha ucházela o pořádání LOH pro rok 2016. Dá se říci, že i na základě výsledků práce ÚRhlmP. Přeju Vám, pane řediteli, dostatek sil a dobré zdraví na zpracování všech úkolů, které pro ÚRhlmP ještě vyplynou před oficiálním podáním přihlášky a také na naplnění Vašich představ a plánů, se kterými jste do vedení útvaru přišel. Děkuji za váš zájem o činnost ÚRhlmP. Doufám, že ÚRhlmP bude pod mým vedením pracovat tak, aby ho Vaši čtenáři mohli vnímat jako partnera v naplňování jejich projektů. Přeji čtenářům časopisu v projekci i stavební výrobě pěkné jarní dny.

To asi z praktického pohledu nejvíce zajímá obyvatele Prahy. Naše čtenáře, a to i mimopražské, bude pochopitelně zajímat objem investic, který bude určovat možný předpokládaný objem stavební výroby v přípravném období. Podklady pro tyto úvahy poskytly výsledky Ekonomické a marketingové studie zpracované společností PricewaterhouseCoopers Česká republika, vybrané ve veřejné obchodní soutěži. Pro základ finančního ocenění konceptu LOH byl vybrán upravený koncept Severní terasy. Modifikace spočívala v umístění olympijské vesnice co nejblíže historickému centru města Prahy. Mottem příprav by se měla stát myšlenka tzv. „krásných her“. Koncept her v Praze spočívá v jejich vtažení do centra města a využití jeho výjimečného potencionálu krásy. Jde o zcela odlišné pojetí od konceptů jiných světových měst. SROVNÁNÍ

Děkuji Vám za rozhovor. Rozhovor s novým ředitelem ÚRhlmP panem Ing. Bořkem Votavou jsme zařadili na místo tradičního úvodníku vzhledem k aktuálnosti data jmenování pana ředitele do funkce a poslednímu vývoji v projektu Praha olympijská – pozn. red.

připravila Jana Margoldová

V Y B R A N Ý C H D O P R AV N Í C H V Ý K O N Ů V Y B R A N Ý C H Z E M Í

Česká republika Německo Španělsko Francie Spojené Království Řecko Maďarsko Polsko

Přeprava po železnici (mil. oskm) 1995 2000 8 005 7 299 60 514 74 015 15 313 18 571 55 563 69 571 30 212 38 421 1 568 1 886 8 441 N/A 26 635 N/A

Přeprava autobusy (mil. oskm) 1995 11 763 68 500 39 600 41 000 44 290 20 200 19 140 34 024

2000 9 351 69 000 50 600 45 300 45 000 21 700 N/A N/A

Počet odbavených cestujících na letištích (mil. osob)* 1995 2000 3,2 5,8 37,4 49,0 19,6 32,6 28,0 47,8 54,1 64,3 10,2 12,1 2,9 4,7 2,7 4,3

Zdroj: EHK/OSN, Eurostat, ICAO (dle Ročenky dopravy 2003, zpráva CWHC, *vybraná letiště (Frankfurt, Madrid, Paříž/CDG, Heathrow) BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2/2007

3

STAVEBNÍ

KONSTRUKCE STRUCTURES

BUDOVY ŘEDITELSTVÍ MĚSTSKÉ (EMT) V MADRIDU

AUTOBUSOVÉ SPOLEČNOSTI

HEADQUARTERS BUILDINGS OF THE MUNICIPAL BUS COMPANY IN MADRID HUGO CORRES-PEIRETTI, J O S É R O M O , J AV I E R L E Ó N Článek popisuje dvě konstrukčně výjimečné budovy, při jejichž výstavbě byl použit stavební postup typický pro stavbu mostů. Záměrem bylo obohatit dobrou architekturu stavebním inženýrstvím nejvyšší úrovně. This paper describes two structurally exceptional edifices, during the building of which the construction technology typical of bridge erection was applied. The method employed was aimed to add supreme civil engineering solutions to good-quality architecture. V popisovaném objektu sídlí ředitelství Městské autobusové společnosti města Madridu. Architektonický projekt navrhla kancelář Cano Laso, konstrukční řešení vypracovala společnost Fhecor Ingenieros Consultores. Hlavními dodavateli stavby byly společnosti Ferrovial-Agroman a ACS, ocelovou konstrukci Budovy 1 zpracovala firma Callfer SA. Budovy jsou umístěny ve středu města (obr. 1), v blízkosti nádraží Atocha, mezi dvěma mosty vedoucími přes koleje. Od samého počátku uvažovali architekti o vytvoření volného přízemního parteru bez vizuálních překážek (obr. 2), a to u dvou odlišných budov. Konstrukčním materiálem budovy 1 je ocel a pojetí je odlehčené ve srovnání s budovou 2, betonovou a celkově masivnějšího rázu. Obě budovy mají tři běžná podzemní podlaží. BU DOVA 1 Budova 1, která je větší než sousední budova 2, má tvar pravoúhlého hranolu dlouhého 87,6 m, širokého 14,25 m a vysokého 27,2 m. Aby bylo možné nechat přízemí volné, stojí budova pouze na dvou mohutných železobetonových jádrech, jejichž osy jsou od sebe vzdáleny 52,8 m. Hranol objektu je ve směru podélné osy na obou stranách vykonzolován za vertikální jádra v délkách 26,4 a 7,5 m (obr. 3). Uvolnění přízemí je dosaženo zavěšením betonových desek stropů na nosnou 4

/b]QVO@OWZeOg AbObW]\

:]QObW]\ ]TbVSPcWZRW\Ua

2

1

Obr. 1 Umístění budov Fig. 1 Location of the buildings

Obr. 2 Architektonické pojetí budov Fig. 2 Display of the architectural conception of the buildings

Obr. 3 Geometrické upořádání budovy 1 Fig. 3 Geometrical arrangement of building 1

2 3


2/2007

STAVEBNÍ


Obr. 4 a) celkový dutý průřez superkonstrukce tvořený dvěma podélnými I nosníky a spodní a horní betonovou deskou, b) typický průřez hlavními ocelovými nosníky Fig. 4 a) cross section of the overall box section made up by the two Ishaped longitudinal girders and the upper and lower slabs, b) a typical cross section of the steel main girders

a)

4

b)

5

Obr. 5 Průřez superkonstrukce nad podporami, spodní část je otevřená, aby byl zajištěn dostatečný volný prostor pro schodiště a výtah Fig. 5 Cross section of superstructure above supports, the bottom part is opened to provide clearance to the stairs and the lift Obr. 6 Prostřední podlaží: rošt tvořený podélnými a příčnými trámy s nadbetonováním nad profilovaným plechem Fig. 6 Intermediate floor: grillage of transverse and longitudinal beams and a topping of concrete poured over a folded steel sheet Obr. 7 Typický průřez hlavními příčnými nosníky prostředních podlaží Fig. 7 Typical cross-sections of the main transverse girders and longitudinal beams of intermediate floors

6 7


2/2007

konstrukci ve vyšších podlažích. Superkonstrukci tvoří dva hlavní, téměř 5 m vysoké, stěnové nosníky uložené rovnoběžně s podélným průčelím na horních koncích železobetonových jader. Zatížení je tak přenášeno přímo do základů. Veškeré statické i dynamické zatížení všech horizontálních konstrukčních prvků je rozděleno na 20 000 kN na jádro 1 a 9 000 kN na jádro 2. Aby byly zajištěny adekvátní podmínky, byly pod nosníky na konce jader instalovány podpory typu POT. Oba hlavní nosníky ve tvaru I byly navrženy z oceli (obr. 4). Ze statických důvodů a z hlediska výstavby bylo toto řešení považováno za vhodnější, než příhradový systém nebo nosníky z předpjatého betonu. Při montáži musí ocelové nosníky nést kromě své vlastní hmotnosti i zátěž spodní a horní betonové desky. Jakmile beton desek zatvrdne, chová se komorový průřez jako dvojitá spřažená konstrukce. Ocelové nosníky jsou opatřeny řadou podélných a příčných výztuh. V místech závěsů, po každých 4,8 m, jsou umístěny 5

STAVEBNÍ


Obr. 8. Nosné prvky navržené k přenosu vodorovného zatížení (tlakem větru) z betonových desek na vertikální jádra při zachování pohyblivosti ve svislém směru, aby se zabránilo vzniku tuhých bodů Fig. 8 Devices used to transfer horizontal actions (wind loads) from the slabs to the vertical cores, leaving free movement capacity in order to avoid hard points Obr. 9 Detail horních závěsů, jejichž výška je pouze 1,25 m, připojení kloubem zamezuje nežádoucím ohybovým účinkům Fig. 9 Detail of the top hangers, were the height is only 1,25 m. Pinned devices were arranged in order to avoid undesirable bending effects

po obvodě uzavřené výztuhy. Nad podporami je komorový průřez, i navzdory vysoké hodnotě negativního ohybového momentu, nahrazen velmi tuhým rámem (obr. 5), který je ve spodní části otevřen v důsledku nutnosti volného prostoru pro schodiště a výtah. Aby byla zajištěna dostatečná příčná tuhost a tlaková únosnost v podélném směru, byl pro spodní desku komorového nosníku použit vysokopevnostní beton. Stropní konstrukci každého podlaží tvoří dvojitý systém hlavních příčných nosníků (mezi párovými závěsy) a podélné, profilované ocelové trámky, na nichž je umístěn profilovaný plech (obr. 6 a 7) s 110 mm silnou nadbetonovou vrstvou. Vodorovné konstrukce jsou zavěšeny na hlavních nosnících superkonstrukce pomocí párů předpínacích tyčí z vysoce kvalitní oceli vždy po 4,8 m. K zajištění tuhosti celé konstrukce ve vodorovném směru (zatížení od větru) je každá betonová deska propojena s vertikálními jádry prostřednictvím speciálně navržených prvků, které brání vodorovným pohybům, avšak ve svislém směru ponechávají možnost pohybu. Tím bylo zabráněno vzniku tzv. tuhých bodů v systému podpor betonových desek (obr. 8). Desky se chovají jako stěnové nosníky. Jejich vodorovná tuhost je zajištěna zmíněným nadbetonováním a roštem z příčných trámců, které přenášejí zatížení tlakem od větru z průčelí na vertikální železobetonová jádra. Závěsy jsou provedeny z předpínacích ocelových tyčí (typu Dywidag) s hodnotami fy/fs = 950/1050 N/mm2 o větším 6

8 9

průměru ve vyšších podlažích a s menším v nižších podlažích (zatížení roste odspodu směrem vzhůru). Návaznost závěsů mezi podlažími je zprostředkována spojkami, v případě propojování prutů o různých průměrech byly použity spojky speciální. Jednotlivé závěsy začínají pod přírubou hlavního ocelového nosníku, v rovině jeho stěny (obr. 9). V podzemních podlažích jsou kazetové železobetonové stropní desky podepřené betonovými sloupy. Výstavba budovy poté, co byly dokončeny kotvené opěrné stěny a betonové stropní desky až po úroveň přízemí, postupovala v následujících krocích: 1. výstavba vertikálních jader z železobetonu v posuvném bednění, 2. doprava a montáž dvou hlavních nosníků na místě, jednotlivé sekce byly svařeny s ohledem na předpokládaný průhyb, betonová deska přízemí byla navržena tak, aby unesla dynamická zatí-

žení v průběhu montáže a osazování ocelových nosníků, 3. vyzdvižení nosníků silnými jeřáby, nosníky byly instalovány na místo a zajištěny rozpěrami, 4. rozmístění příčných trámů a odpovídajících rozpěr, 5. uložení prefabrikovaných železobetonových desek v prostoru mezi hlavními nosníky (ztracené bednění spodní desky), betonáž monolitické vrstvy desky, 6. uložení horních prefabrikovaných železobetonových desek poté, co monolitický beton spodních desek dosáhl pevnosti alespoň fck = 30 N/mm2 a zabetonování monolitické vrstvy, příčné rozepření mezi nosníky bylo odstraněno poté, co pevnost betonu horní desky nabyla hodnoty alespoň fck = 30 N/mm2, 7. rozmístění závěsných prutů pod spodní přírubu hlavních nosníků, 8. instalace podélných a příčných oce-


2/2007

STAVEBNÍ

10

11

12

13


16

14

Obr. 10 Stavba hlavních vertikálních jader v posuvném bednění. Fig. 10 Erection of the main vertical cores by climbing formwork system Obr. 11 Montáž segmentů hlavních ocelových nosníků v přízemí Fig. 11 Assembling of the main steel girders of the segments on the ground floor Obr. 12 Zdvíhání prvního hlavního podélného nosníku velikými jeřáby, vedle nosníku si povšimněte bednění pro konzolovou část horní desky Fig. 12 Lifting of the first longitudinal main girder by means of big cranes, notice, beside the girder, the formwork for the cantilever part of the upper slab

lových nosníků v 5. NP, současná instalace rozpěrných prutů ve spodní části. 9. rozložení profilovaných plechů ztraceného bednění, 10. připnutí závěsných prutů ve 4. NP, 11. instalace ocelových prvků 4. NP, 12. opakování kroků 10 a 11 u zbývajících podlaží, 13. betonáž stropních desek od 5. NP směrem dolů, 14. konečné úpravy geometrie konstrukce pomocí matic na závěsných prutech. Obrázky 10 až 14 ilustrují jednotlivé kroky výstavby. Zvláštností této stavby byla protichůdnost dvou požadavků: na 15


Obr. 13 Celkový pohled po instalaci prvního roštu Fig. 13 General view once the first grillage is installed Obr. 14 Pohled na sestupný proces výstavby podlaží Fig. 14 View during the descending process of floor assembly Obr. 15 Pohled na hotovou budovu 1 Fig. 15 View of the completed building 1 Obr. 16 Pohled na shromažďovací sál s dvěma páry závěsů s ochranným krytem Fig. 16 View of the assembly hall with two couples of protected hangers 16

2/2007

7

STAVEBNÍ


Obr. 17 Pohled na budovu 2 Fig. 17 View on the building 2 Obr. 18 Průřez třemi deskami (ve směru shora dolů – od střechy po první podlaží) Fig. 18 Cross-sections of the three slabs (from top to bottom; roof to first floor)

17

19

18

jedné straně vysoká protipožární ochrana, která se tradičně na ocelových konstrukcích zajišťuje silnou izolační vrstvou a na druhé straně vizuální štíhlost závěsů, aby bylo zjevné, že se jedná o závěsy a nikoliv o sloupy. Hledání rovnováhy mezi štíhlostí a tloušťkou stálo mnoho inženýrského úsilí. Aby bylo vyhověno standardním požadavkům, bylo nutné zajistit požární stabilitu v trvání 90 min. u podlaží s kancelářemi a 120 min. ve shromažďovacím sále (pod velkou, dvacetipětimetrovou konzolou). Hlavní horní nosníky i ocelové trámy podlah lze před vysokým žárem chránit konvenčními prostředky, výše zmíněné závěsy však představovaly problém z několika důvodů: • závěsy jsou štíhlé stavební prvky s vysokou pevností, které přesahují běžný stavební rámec, • materiál, z něhož jsou vyrobeny, má velmi vysokou mez průtažnosti (podobně jako materiál, který se používá v předpjatém betonu) a další mechanické vlast8

20

nosti (vysokou únosnost, vysokou odolnost proti únavě apod.), tento materiál se však ve srovnání s konvenčními ocelovými prvky (desky nebo profily) chová jinak při vystavení žáru – mez průtažnosti se při teplotě 550 °C snižuje na 450 N/mm2 a při teplotě 650 °C až na 300 N/mm2, • pokud je autorům známo, žádné podobné stavby s vnitřními závěsy nebyly realizovány (závěsy vně průčelí nejsou při požáru tak namáhány). Po zajímavé experimentální práci s rozličnými izolačními systémy v laboratořích Afiti-Licof se ukázalo, že uspokojivým způsobem se chová vlna ze skleněných vláken se specifickým zatěsněním. Závěsy i s izolací byly zakryty dvojicí nerezových polotrubek. BU DOVA 2 Budova 2, která je umístěna za budovou 1 blíže k mostům vedoucím přes kolejiště, má tvar pravoúhlého hranolu 69,6 m dlouhého, 8,4 m širokého a 10 m vysokého. Stojí na pětici příčných tenkých stěn

Obr. 19 Rozložení výztuže a betonáž první desky Fig. 19 Reinforcement layout and concreting of first slab Obr. 20 Betonáž vnější stěny Fig. 20 Concreting of the exterior wall

o tloušťce 0,4 m a výšce 4,7 m pod 2. NP. Nad volným přízemím jsou dvě podlaží zhotovená z železobetonových desek 8,4 m širokých o rozpětí 14,4 m (v jednom případě 12,4 m, obr. 17). Konzoly na koncích, délky 7,2 m, zdůrazňují celkový dojem lehkosti stavby. Stropní desku 1. NP tvoří vícenásobný dutý průřez o celkové tloušťce 1,1 m. Horní i spodní desky jsou 0,2 m silné a jsou vzájemně propojeny šesti stěnami 0,4 m širokými a 0,7 m vysokými. Střešní deska má podobnou konstrukci, ale horní deska je přerušena mezi spojovacími stěnami v délce 0,8 m. Stropní deska prostředního podlaží je 0,2 m silná a je podepřena dvěma rovnoběžnými železobetonovými trámy výšky 0,9 m betonovanými současně s deskou. Celková tloušť-


2/2007

STAVEBNÍ

ka stropní konstrukce, která se chová jako veliký nosník tvaru TT, je 1,1 m (obr. 18). Rovněž výstavba budovy 2 byla rozdělena na několik fází. Jednotlivé desky nebyly odbedněny, dokud beton poslední z nich nebyl dostatečně zatvrdlý. 1. stavba stěn a desky 1. NP (podepřené), v prvním kroku byla vybetonována spodní část, aby se usnadnila instalace polystyrenových prvků (obr. 19),

2. popuštění vzpěr a jejich opětovná aktivace poté, co beton dosáhl pevnosti v tlaku 22,5 N/mm2, aby se na stojky bednění nepřenášela zátěž větší, než samotná hmotnost nové desky, 3. betonáž stěn přes 2. NP, ve vnějších stěnách je umístěna vrstva polystyrenové tepelné a zvukové izolace podle požadavků norem (obr. 20), 4. podepření a betonáž desky 2. NP,


druhého a prvního podlaží (v tomto pořadí) poté, co beton střešní desky dosáhl pevnosti v tlaku 22,5 N/mm2, odbědnění bylo provedeno směrem ze středu rozpětí k podpěrám a od konzoly co nejdále dozadu. Výsledkem rozumného uspořádání jednotlivých polí a výšek (obr. 21) je střízlivá a elegantní stavba, která působí dojmem lehkosti. Prostor mezi oběma budovami propojenými chodbou nesenou budovou 2 a zavěšenou z horního nosníku budovy 1, považuje architekt Gonzalo Cano za prostor „gotický“ za předpokladu, že bude speciálně osvětlen tak, aby si vynucoval pohled vzhůru. Z ÁV Ě R E Č N É Ú VA H Y Obě budovy jsou výjimečné – jsou charakterizovány odlišnými stavebními materiály (podle vhodnosti pro daný případ a konstrukční prvek) i využitím stavebního postupu, který je typický pro stavbu mostů. Záměrem bylo obohatit dobrou architekturu stavebním inženýrstvím nejvyšší úrovně. Stavba v sobě rovněž nese výzvu ke kulturnímu přístupu stavebních inženýrů k architektuře s cílem poskytnout odpovídající přidanou hodnotu.

21 Obr. 21 Koncová část budovy 2 Fig. 21 Final partial aspect of building 2 Obr. 22 Různé pohledy na dokončené budovy Fig. 22 Different views of the completed buildings

5. popuštění podpěr a jejich opětovné vzepření 2. a 1.NP (v tomto pořadí) poté, co beton dosáhl pevnosti v tlaku 22,5 N/mm2, 6. betonáž stěn až po svrchní podlaží, 7. bednění a betonáž střešní desky, 8. odbednění střešní desky, desek

Prof. Dr. Hugo Corres-Peiretti, Dr. HC e-mail: [email protected] José Romo Prof. Dr. Javier León všichni: FHECOR n Ingenieros Consultores Barquillo 23, 2.a Pita, 28004 Madris, Spain tel.: +917 014 460 e-mail: [email protected] www.fhecor.es

22


2/2007

9

STAVEBNÍ


BETONOVÝ

PLÁŠŤ PODMOŘSKÝCH POTRUBÍ CONCRETE COATING OF MARINE PIPELINES M I K A E L W. B R A E S T R U P Konstrukce ocelových potrubí pro přepravu ropy, plynu, vody a jiných látek tvoří podstatnou část celosvětové stavební činnosti, přičemž asi 10 % všech potrubí je instalováno na volném moři. Mořská potrubí lze rozdělit do těchto funkčních kategorií: • přípojná potrubí jsou relativně krátká potrubí s malým průměrem, která přepravují surové uhlovodíky z podmořských ústí vrtů nebo vrtných plošin do výrobních nebo separačních zařízení; • servisní potrubí přepravují pomocná média, např. korozní inhibitor, zvedací plyn nebo vstřikovou vodu, v opačném směru, často společně se středovými kabely zajišťujícími elektřinu nebo signalizaci; • exportní potrubí přepravují vytěženou ropu nebo plyn na pevninu nebo do sběrných nebo skladovacích zařízení, kde mohou být označena jako importní potrubí. Podmořská potrubí mohou být: • neohebná, tj. svařovaná dohromady z ocelových trubek, buď bezešvých nebo podélně svařovaných, kdy nejčastějším materiálem je uhlíková ocel, i když pro přípojná potrubí lze použít nerezavějící slitinu (CRA); • ohebná, tj. vyrobená z nekonečných polymerových trubek zesílených vnitřní kostrou a vnějším tlakovým a tažným drátěným opancéřováním. Neohebná potrubí jsou normálně značena vnějším průměrem (OD), zatímco vnitřní průměr (ID) se používá pro ohebná potrubí. Jmenovitý průměr potrubí se

tradičně udává v palcích a běžně se používají termíny: • malý průměr: menší než 4” • střední průměr: od 4” do 16” • velký průměr: větší než 16”. Co se týká délky, rozlišujeme: • spojovací potrubí – spojuje zařízení v omezené příbřežní oblasti, • přenosová potrubí nebo hlavní potrubí – přepravují velká množství ropy nebo plynu z těžebního komplexu na volném moři na pevninu nebo mezi dvěma pevninami. Přenosová potrubí jsou položena přes mořské úžiny, fjordy, ústí velkých řek atd. Zatímco potrubí pro přepravu kapalin na pevnině byla známa už od starověku, vývoj konstrukcí podmořských potrubí spadá do konce první poloviny 20. století. Jako první příklad je obvykle uváděn projekt PLUTO (Pipe Line Under the Ocean) – během války (při vylodění v Normandii v roce 1944) se Britové pokoušeli dodávat palivo přes Lamanšský průliv spojeneckým jednotkám, a to pomocí ohebného potrubí o průměru 3“. Dávno předtím byla v mělkých vodách Kaspického moře, jezera Caddo v Lousianě, nebo v amerických pobřežních vodách Mexického zálivu, kde se před stoletím začalo s průzkumem výskytu uhlovodíků mimo pevninu, instalována exportní ropná potrubí malého průměru. Evidence potrubí umístěných mimo pevninu se začala vést až v roce 1968 a je odhadováno, že do konce 20. století bylo instalováno téměř 100 000 km mořských potrubí velkého a středního průměru, přičemž každým rokem přibývá asi 5 000 km. Většina potrubních systé-

mů je umístěna v silně technicky vybavených oblastech Arabského zálivu, Mexického zálivu a Severního moře. Aby potrubí zůstalo na mořském dně, musí jeho specifická tíha překročit 1,0 a kvůli stabilitě se standardně vyžaduje hodnota 1,4, přičemž v pobřežních oblastech s vysokým působením vln je zvýšena na 1,6 nebo více. U potrubí o průměru vyšším než 12” je často dostatečný záporný vztlak dosahován pomocí přitěžovací obetonávky. Výjimku tvoří potrubí položená v hlubokých vodách, kde kombinace klidné vody a velké tloušťky stěny, která vydrží hydrostatický tlak, odstraňuje nutnost přitěžovacího pláště. Potrubní plášť přináší relativně nové užití betonu. Původně byl používán v Mexickém zálivu a v Arabském zálivu, ale kritéria provedení prodělala podstatný vývoj po zavedení do méně příznivého prostředí, např. v Severním moři [2, 3]. Množství betonu není nepodstatné, u standardního hlavního plynového potrubí, které může být dlouhé stovky kilometrů, představuje přitěžovací plášť objem betonu cca 250 m3/km. Článek je zaměřen na speciální vlastnosti betonových plášťů potrubí a konstrukční interakci mezi betonovým pláštěm a ocelovým potrubím. Srovnávací přehled technologie podmořského potrubí lze najít v [6]. I N S TA L AC E P O D M O Ř S K É H O P OT R U B Í Nejběžnější způsob instalace dlouhých potrubí na volném moři je pomocí plavidla k pokládání potrubí (obr. 1). Opláštěné trubky v délkách cca 12,2 m (40’) dodávané zásobovacími loděmi jsou svařovány do kolony rour na několika svařovacích stanicích na tzv. první linii (obr. 2). Jakmile je svar hotov, plavidlo k pokládání potrubí se posune dopředu na svých osmi až dvanácti kotvách a odtahuje se z pod potrubí, které opisuje křivku „S“ směrem k mořskému dnu. Bóje jsou připevněny ke kotvám, které jsou neustále posunovány vlečnými čluny. Potrubí opouští plavidlo přes naváděcí „nos“, jehož nastavení kontroluje zakřivení ohybu. Vybočení průvěsu je zabráněObr. 1 Pokládka potrubí do moře (S-pokládka) Fig. 1 Offshore pipelaying (S-lay)

10


2/2007

STAVEBNÍ


Obr. 2 Obvodové svařování na plavidle k pokládání potrubí do moře Fig. 2 Girth welding on laybarge firing line Obr. 3 Svařená kolona rour v napínáku pokládkového plavidla Fig. 3 Welded pipe string in laybarge tensioner

no držením potrubí pod tahem, který je zajišťován napínáky přidržujícími troubu na pokládkovém plavidle (obr. 3). Poloponorné plavidlo třetí generace k pokládání potrubí do moře, které pracuje nepřetržitě 24 h denně, je schopno položit 3 až 4 km potrubí denně, což odpovídá přidání 12 m potrubí každých 5 min. Aby se zvýšila rychlost pokládky, jsou často svařovány dva potrubní spoje na odděleném místě, a po té se přidají na první linii – dvojité spojování. V hlubokých vodách (několik set metrů) je manipulace s kotvami nepraktická a některá moderní plavidla se opírají o dynamické polohování, které je schopno udržet stanici pomocí mohutných přítlačníků. V hloubkách překračujících asi 700 m je tvar pokládky „S“ nahrazen pokládkou „J“, kde kolona rour vstupuje do vody ve svislé nebo téměř svislé poloze. To eliminuje použití první linie, což znamená, že svařování se musí provádět pouze na jedné stanici. Proto je dvojité spojování (nebo dokonce trojité či čtyřnásobné spojování) zásadní pro udržení přijatelné rychlosti pokládky. OPLÁŠTĚNÍ TRUBEK Hlavním stavebním prvkem každého podmořského potrubí jsou úseky potruObr. 4 Typický průřez opláštěným svařovaným potrubím Fig. 4 Typical cross-section of coated pipe

bí v délce cca 12,2 m (40’). Před svařením do kolony rour a pokládkou na mořské dno jsou jednotlivé díly potrubí opatřeny některými nebo všemi níže uvedenými charakteristikami, jak vyžaduje provedení: • vnitřní plášť • vnější protikorozní plášť • tepelná izolace • galvanizační anody • přitěžovací obetonávka Typický průřez opláštěným potrubím je zobrazen na obr. 4 a na obr. 5 jsou srovnané opláštěné díly potrubí připravené

k odeslání dodavateli instalace. Opláštění potrubí, zejména obsahuje-li beton, se normálně provádí v obalovacím dvoře na pevnině. Tradičně nejčastější externí korozní ochranou podmořských potrubí býval nátěr černouhelným dehtem a stále zůstává upřednostňovanou volbou u potrubí opatřených přitěžovací obetonávkou. Ze zdravotních, bezpečnostních a ekologických důvodů je toxický uhelný dehet ve stále větší míře nahrazován asfaltem (bitumenem). Tepelně nanášený povlak se skládá

Obr. 5 Opláštěné díly potrubní připravené k odeslání Fig. 5 Coated pipe joints stacked for shipment

Obr. 6 Nátěr, vnitřní a vnější obal nanášený na potrubí Fig. 6 Enamel, inner wrap and outer wrap applied to pipe joint


2/2007

11

STAVEBNÍ


z asfaltového nátěru zesíleného jednou nebo více vrstvami vnitřního obalu ze skelného vlákna a opatřeného vnějším obalem z asfaltem impregnované plsti se skelným vláknem. Tradičně bývala celková tloušťka 5 až 6 mm, ale současné specifikace umožňují tloušťku 4 mm, pokud je dosažena i přes svarový šev. Nátěrová hmota se připravuje z asfaltu smíchaného s minerálními plnivy na specifikovanou tvrdost a bod měknutí a je skladována při teplotě cca 220 °C. Po vyčištění potrubí, přípravě povrchu a nanesení základního nátěru se horký asfalt lije na otáčející se svařované potrubí, na které je současně spirálovitě navinován vnitřní obal ze skelného vlákna a po něm i vnější impregnovaný obal (obr. 6). Vnější protikorozní povlak je doplněn katodovou ochranou. U dlouhých podmořských potrubí je tvořena galvanizačními zinkovými nebo hliníkovými náramkovitými anodami upevněnými na trubku před nanesením betonu (obr. 7). KONSTRUKCE BETONOVÉHO PLÁŠTĚ Hlavní funkcí betonového pláště je rovnoměrně zatížit potrubí, přičemž hustotu betonu lze zvýšit přidáním železné rudy. Tra-

dičně se specifikuje hustota 3 040 kg/m3 (oproti normální hustotě betonu 2 400 kg/m3), avšak běžně lze dosáhnout hustoty 3 300 až 3 400 kg/m3 a metodou taženého bednění až 3 800 kg/m3. Je požadováno, aby hlavní materiály splňovaly obvyklé normy pro výrobu betonu, např. EN 206-1. Podle místa projektu bývá požadováno použití nízkoalkalického síranovzdorného cementu, nebo jako alternativa vysokopecní struskový cement, který vykazuje dobrou charakteristiku pro použití na volném moři. Mohou být dány horní limity poměru voda/cement (např. 0,40). Minimální obsah cementu 300 kg/m3 je dostatečný, ale mnoho provozovatelů používá mnohem vyšší obsah, aby dosáhli požadovaných vlastností směsi. Trvanlivost betonového pláště potrubí je vynikající [5], nebylo pozorováno žádné zhoršení na troubách vytažených z moře po 30 letech, což je standardní konstrukční životnost podmořského potrubí. Jako výztuž lze použít běžnou síť s roztečí 17 (drátěné pletivo) v chráněných vodách, ale výdrž takových plášťů v drsnějších mořských podmínkách byla méně než uspokojivá; lepší výsledky byly dosaObr. 7 Montáž galvanizační anody na svařované potrubí s ochranným povlakem Fig. Mounting of sacrificial anode on enamel coated pipe joint

Obr. 8 Spirálové armovací koše připevňované na svařované potrubí opatřené ochranným povlakem Fig. 8 Spiral reinforcement cages mounted on enamel coated pipe joint

12

ženy při použití svařovaného drátěného pletiva pro vysoké zatížení. Alternativně se vysoce kvalitní pláště vyztužují žebrovými koši, které lze ohýbat ze standardních svařovaných sítí nebo je lze vyrobit na míru jako spirálové koše bodově svařované. Poměr výztuže musí být dostatečný, aby zajistil celistvost pláště během manipulace, přepravy, instalace a provozu, včetně působení rybářských zařízení. Standardní specifikace jsou min. 0,08 % v podélném směru a 0,5 % po obvodu. Musí být zabráněno elektrickému kontaktu s ocelí trubky nebo s jakýmikoli anodami. NANÁŠENÍ BETONOVÉHO PLÁŠTĚ U některých dřívějších podmořských potrubí se přitěžovací obetonávka vyráběla tradičním způsobem – litím do bednění kolem trubky – a tento způsob lze stále používat u nanášení betonových plášťů na místě instalace k překonání malých vodních toků atd. U dlouhých přenosových potrubí je však tento postup příliš nákladný a časově náročný, takže byly vyvinuty metody, které nevyžadují bednění. Nejběžnější aplikací betonu je nahazování, což je proces, při němž se velmi suchá betonová směs (bez sednutí) nahazuje na otáčející se díl potrubí. Dalšími metodami jsou obalování betonu kolem potrubí, kdy je směs přidržována páskou, nebo lití do posuvné formy (posuvné bednění). Armovací ocel se dodává buď jako svařované drátěné pletivo, které se ovine okolo dílu potrubí současně s nanášením betonu, nebo ve formě prefabrikovaných košů, které se nasazují na díl potrubí před Obr. 9 Schématický nákres jednotky pro nahazování betonu Fig. 9 Schematic sketch of concrete impingement unit


2/2007

STAVEBNÍ

nanesením betonu a přidržují se v poloze pomocí rozpěrek (obr. 8). Aby zůstal prostor pro zařízení na obvodové svařování při montáži potrubí, nanášení betonu se zastaví v určité vzdálenosti (standardně 360 mm) od obou konců dílu. Anody jsou umisťovány na potrubí před nanesením betonového pláště a jsou chráněny před znečištěním cementem nebo betonem. U betonování v posuvném bednění může být praktičtější namontovat anody následně. Pokud je tloušťka betonu větší než tloušťka anod (která je běžně 40 mm), betonový povlak se zkosí směrem k anodě. Převládající metody nanášení jsou: Nahazování je nejběžnější způsob nanášení betonu na potrubí. Beton jde z míchačky na pásový dopravník, který ho dopraví do jednotky pro nahazování, kde rychle točící se drátěné kartáče nebo paprsky kolesa doslova hází beton na otáčející se potrubí, které se postupně posunuje jednotkou (obr. 9). Nastavením rychlosti posuvu a rychlosti otáčení získá obsluha požadovanou tloušťku pláště, který je uhlazován pomocí stíračů. Je zvlášť důležité, aby nedošlo k tvoření vypuklin na povlaku na koncích potrubí, protože to může vést k odlupování a tvorbě radiálních trhlin při stohování opláštěných dílů. Ze stejného důvodu je hrana povlaku na koncích mírně zaoblena. Určité množství odraženého materiálu (cca 10 %) lze vrátit zpět do směsi. Aby se předešlo nadměrnému spadu, metoda nahazování vyžaduje velmi suchý beton (bez sednutí) s konzistencí vlhké zeminy. Směs nesmí obsahovat žádné velké částice (maximální velikost plniva je Obr. 10 Nanášení betonového pláště potahováním Fig. 10 Concrete coating application by extrusion

cca 10 mm), ale obsahuje velké množství jemné frakce. Takže běžný je obsah cementu až 600 kg/m3, což dává poměr voda/cement asi 0,30. Z praktických důvodů je minimální tloušťka betonu 40 mm, ale může být naneseno až cca 150 mm. V zásadě lze větší tloušťku pláště dosáhnout nanesením druhé vrstvy po vytvrzení první. Zkušenost ukazuje, že jednoduchý ocelový drát omotaný kolem trubky snižuje náchylnost ke spadu po dosažení požadované tloušťky. Tento drát by se však měl po zatvrdnutí betonu pláště potrubí odstranit, aby nepřekážel zařízení k pokládání. Alternativně lze použít vláknobeton (obr. 15). Opravy nevytvrzeného povlaku lze provádět nastříkáním nebo zatřením mírně vlhčí směsí. Produktivita metody nahazování je impozantní – dobře fungující jednotka je schopna potáhnout 1 až 1,5 km potrubí za osmihodinovou směnu, což odpovídá nanesení cca 40 m3 betonu za hodinu. Při potahování je betonová směs nanášena na polyetylénovou nosnou pásku, která je pak pod tlakem spirálovitě navinována na otáčející se díl potrubí (obr. 10). Výztuž je vkládána do pláště ve formě pletiva a/nebo spirálových armovacích tyčí; armovací koše nelze dobře použít. Nosná páska je po vytvrzení betonu odstraněna. Plášť nanesený potahováním může mít různou tloušťku od 25 do 175 mm, přičemž produktivita je řádově stejná jako u nahazování. Bylo obnoveno i tradiční lití betonu s použitím techniky posuvného bednění. Jednotlivé díly potrubí s upevněným armovacím košem se umístí do svislé polohy a betonová směs se lije do prstencového posuvného bednění, které se posunuje kolem dílu nahoru a vibruje (obr. 11). Mechanizací procesu lze zvýšit


2/2007


kapacitu jednotky na 4 až 5 dílů za hodinu, což odpovídá 0,4 až 0,5 km za osmihodinovou směnu. O Š E T Ř OVÁ N Í

BETONU, KONTROLA

A TESTOVÁN Í

Aby se dosáhlo přiměřené hydratace cementu, je důležité zachovat to málo vlhkosti, které je v nanesené směsi. Toho lze docílit plastovým obalem nebo propařováním. V druhém případě musí být teplota spíše nízká (30 až 40 °C), částečně aby nedošlo k poškození asfaltového povlaku, částečně aby nedošlo k dehydrataci betonu. Po propařování po dobu 6 až 8 h lze díly potrubí potažené betonem uskladnit stohováním, ale vlhkost by měla být udržována po dobu čtyř dnů. Bez ohledu na způsob ošetření by teplota neměla klesnout pod 5 °C, dokud pevnost nedosáhne 15 MPa. Žádný díl potrubí by neměl být vyskladňován dříve než po sedmi dnech, což bývá obvykle ještě později, aby mohla být doložena pevnost po 28 dnech. Stanovení pevnosti betonu v tlaku je obtížné. Obecně se pevnost konstrukčního betonu specifikuje jako pevnost tlaku standardních válců 300 x 150 mm nebo 100mm krychlí, testovaných při dvacetiosmidenní pevnosti, a tyto vzorky jsou běžně lity a testovány na kvalitu betonového pláště. Avšak kvůli způsobu nanášení a suchosti směsi (zejména při nahazování) nemusí být hodnoty reprezentativní u hotového povlaku, takže se požaduje testování na místě betonáže, aby mohla být doložena skutečná pevnost naneseného betonu. Potahovači potrubí tradičně používají pro tento účel vrtaná jádra a běžně je požadována pevnost

Obr. 11 Nákres jednotky posuvného bednění Fig. 11 Sketch of a slipforming unit

13

STAVEBNÍ


jádra 40 MPa stanovená podle normy ASTM C 39. Aby se dosáhlo přiměřeně konzistentních výsledků, musí být průměr jádra alespoň trojnásobek maximální velikosti plniva a délka musí být větší než tento průměr. Jádrové vrtání nesmí poškodit protikorozní povlak ani armování, přičemž je téměř nemožné vyjmout neporušená jádra, zejména při použití drátěného pletiva, které vede k velkému rozptylu výsledků. Alternativně lze použít zkoušení na místě, např. zkoušky na vytažení. Upřednostňovaný způsob doložení pevnosti betonu je specifikováním charakteristické pevnosti na válcích nebo krychlích a požadavkem, aby potahovač – pomocí série testů – stanovil konzistentní vztah mezi touto pevností a charakteristickou pevností stanovenou jím upřednostňovanou metodou testu na místě, která se použije na stejných vzorcích. Přejímka může být založena na výsledcích při sedmidenní pevnosti, pokud je stanoven podobný vztah mezi sedmi a dvacetiosmidenní pevností. Namáhání v ocelovém potrubí během instalace je dost citlivé na objemovou tíhu ponořeného potrubí, proto jsou nutné úzké tolerance hmotnosti potaženého potrubí, standardně -10 až +20 % u jednotlivých dílů a 0 až +4 % u denní produkce. Aby se dosáhlo takové přesnosti, je nutné udržet jednotnou hustotu betonu. Proto jsou neustále odebírány vzorky pro stanovení hustoty za sucha. Během výroby je stanoven vztah mezi suchým betonem a hustotou mokré

směsi, což umožňuje, aby bylo sledování založeno na odebírání vzorků v betonárně. Objemová tíha ponořeného potrubí je také ovlivněna nasákavostí betonového obalu. Pro konstrukční účely se za normální nasákavost považuje 2 % (hmotnosti), ale může být i vyšší. V každém případě se nasákavost ověřuje v obalovacím dvoře ponořením vzorků (nebo celých potažených potrubních dílů) do vody po dobu 24 hodin. Vizuální kontrola rozměrů obsahuje měření obvodu podél dílu potrubí. Je specifikován vnější průměr a minimální objemová tíha ponořeného potrubí (kvůli stabilitě na dně) a potahovač stanoví nominální tloušťku betonu na základě zadané konstrukční hustoty betonu. Betonový plášť musí být souosý s ocelovým potrubím a bez nadměrných zvlnění, přičemž standardní tolerance u potaženého dílu jmenovitého průměru je -10 až +20 mm. Má-li být potrubí položeno konvenční metodou, je důležité, aby betonový plášť neklouzal po protikorozním povlaku, což se dokládá stahovacími testy na hotovém plášti. Betonový plášť určité délky (1,5 až 2 m) u kteréhokoli konce dílu potrubí se oddělí obvodovým řezem pilou a stahuje se hydraulickými zdviháky (obr. 12), přičemž požadovaná mez pevnosti závisí na předpokládané síle napínáku plavidla k pokládání trubek. Stahovací testy jsou normálně prováděny při pokojové teplotě, ale u asfaltových plášťů používaných při horní mezi

teplotního rozsahu by mohlo být užitečné ověřit smykovou pevnost při tropické teplotě. Byly zaznamenány případy ocelových trubek, které vyklouzávaly z betonového povlaku. Smyková pevnost styčných ploch mezi betonem a tepelně aplikovanými povlaky je dostatečná, aby poškození vzniklo v protikorozním povlaku, který má smykovou pevnost cca 0,1 MPa při pokojové teplotě. Schopnost betonu odolat nárazům rybářského zařízení musí být doložena nárazovými zkouškami. Díl potrubí se přiměřeně podloží, např. písčitou lavicí nebo masivní plošinou, a udeří se na něj kladivem specifikovanou nárazovou energií (obr. 13). Hmotnost a nárazová hrana beranidla představují standardní zařízení na lovení do vlečné sítě; běžné testy zahrnují: • kladivo s rovnou plochou 75 mm, 1 000 kg, dopadající rychlostí 2 m/s (4 uzly) • kladivo o poloměru 10 mm, 2 680 kg, dopadající rychlostí 2,76 m/s (obr. 14). U prvního testu by bylo přejímacím kritériem, že se neobjeví žádná výztuž po šedesáti opakovaných úderech do stejného místa. U druhého, přísnějšího testu by protikorozní povlak neměl vykazovat žádné poškození a poloměr odloupnutí by neměl překročit 300 mm po pěti úderech. Úhel nárazu je v kolmém směru k ose trubky, ale stanovený může být rovněž šikmý nárazový test (např. při 60°). Na obr. 15 je betonový plášť po

Obr. 13 Beranidlo pro nárazovou zkoušku betonového povlaku Fig. 13 Rig for impact testing of concrete coating Obr. 12 Zkouška stažení betonového pláště z potrubí Fig. 12 Push-off test on concrete coated pipe

14


2/2007

STAVEBNÍ


úvahy zvýšení tuhosti potažených potrubí. Pokud se tak učiní, je to normálně zjednodušenou „střední tuhostí v ohybu“ [1] definovanou jako: EI = (LcEIc + LsEIs)/L

Obr. 14 Úzká hrana narážeče hydraulického kladiva 2 680 kg Fig. 14 Narrow striker edge of 2,68 kg impact hammer

pěti opakovaných úderech těžkým kladivem z obr. 14. ZVÝŠENÍ NAMÁHÁNÍ PŘI POKLÁDCE Přestože betonový plášť není brán v úvahu při přenášení konstrukčních zatížení na potrubí, jeho přítomnost zvyšuje ohybovou tuhost. To by nemělo velký důsledek, kdyby tuhost byla rovnoměrná. Potrubí se však spojuje z jednotlivých dílů délky 12 m a svařuje se na plavidle k jeho pokládání na moři (obr. 1). Aby se získal prostor pro obvodové svařování, je beton na koncích dílů zkosen. Po nanesení protikorozního povlaku na svar se dosáhne mechanické ochrany vyplněním montážního spoje obvykle horkým asfaltovým tmelem litým do jednorázového plechového bednění a lícujícím s přilehlým betonem. Protože výplňový materiál je dost měkký, ohybová tuhost se v montážním spoji neliší významně od tuhosti holého ocelového potrubí. Ohybová tuhost složeného, betonem potaženého potrubí je přímo určena za předpokladu plné interakce mezi ocelovým potrubím a betonovým pláštěm. Výpočty mohou být zjednodušeny tím, že se vezme do úvahy lineární pružnost a nezohlední se podíl z protikorozního povlaku, armování a namáhaného betonu. U standardního potrubí může zvýšení tuhosti snadno dosáhnout 50 % a u izolovaného potrubí, kde je beton oddě-

Obr. 15 Betonový povlak po pěti úderech těžkým hydraulickým kladivem, není odkryt žádný protikorozní povlak Fig. 15 Concrete coating after five blows by the heavy impact Hammer, no anticorrosion coating exposed

len od oceli vrstvou izolace (obr. 16), se tuhost může zvýšit o koeficient 2. Během pokládky trubek je potrubí vystaveno ohýbání. Pokud je tuhost nerovnoměrná, zakřivení má tendenci soustřeďovat se v pružnějších montážních spojích. Označením délky potažených úseků a montážních spojů Lc, resp. Ls, a příslušných ohybů κc, resp. κs, dostaneme kompatibilitu:

κc Lc + κs Ls = κ L, kde κ je střední křivost a L = Lc + Ls Momentová rovnováha je:

κc EIc = κs EIs = κ EI Zde EIc je ohybová tuhost potaženého potrubí, EIs je ohybová tuhost montážních spojů (identifikovaných tuhostí ocelového potrubí) a EI je střední ohybová tuhost. Vyřešením výše uvedených rovnic dostaneme:

I když tento zjednodušený vzorec není přesný, poskytuje hodnoty velmi blízké správným hodnotám. Všimněte si, že pro Ls/Lc → 0 dostaneme k → EIc/EIs takže, pokud je délka montážního spoje malá oproti délce betonem potaženého potrubí, pak bude snížení zakřivení potaženého potrubí nepodstatné, zatímco zakřivení (a tím i namáhání) v montážním spoji se zvýší ve stejném poměru jako pružnost. Toto je důležité, jestliže se má předejít namáhání a trvalému pnutí potrubí během pokládky. Výše uvedený argument předpokládá náhlou změnu tuhosti od montážního spoje k opláštěné části potrubí. Avšak tuhost složeného průřezu v této oblasti se zvyšuje tvořením tlakového pásma v betonu (obr. 16) vyvolaného přenosem sil z ocelového potrubí k betonovému plášti pomocí smyku mezi plochami. Smykové napětí se přenáší na určité délce přechodnice, která se zvyšuje se zvyšováním vynuceného středního zakřivení, které je nulové ve vznikajícím ohybu. Přítomnost délky přechodnice vede ke snížení vzestupu křivosti, což se dá snadno vypočítat za předpokladu, že se pružnost potrubí lineárně mění po délce přechodnice od nižší hodnoty složeného opláštěného potrubí k vyšší hodnotě u montážního spoje. Je to skutečně otázka přidání délky přechodnice k fyzické délce montážního spoje [4]. Samozřejmě, že všechny problémy související se zvýšením tuhosti by nevznikly eliminací přechodu smyku mezi ocelí a betonem. Ohýbání potrubí by pak mělo za následek vznik trhlin po celém obvodu betonového pláště a plášť mezi trhli-

EI = k EIs, κs = k κ a κc = k κ EIs/EIc, kde k = L EIc /(Ls EIc + Lc EIs) je činitel zvýšení zakřivení. Není běžné brát do Obr. 16 Složený průřez izolovaného potrubí s betonovým pláštěm Fig. 16 Composite section of insulated pipe with concrete coating


2/2007

15

STAVEBNÍ


Obr. 17 Ohybové zkoušky na opláštěném potrubním spoji v místě montáže Fig. 17 Field bending tests on coated pipe joint

nami by se navlékal na potrubí jako korálky na šňůřu, bez zvýšení tuhosti. Avšak jak bylo vysvětleno dříve, je nutné, aby byl přechod smyku mezi plochami na potrubí zachován během pokládky a aby se zabránilo nepřijatelným diferenciálním pohybům kvůli změnám tlaku a teploty během provozu. Zvýšení tuhosti lze snížit provedením obvodových zářezů v betonovém plášti přibližně po 1 m. To bylo realizovánlo na některých starších potrubích v Severním moři, převážně však kvůli kontrole vzniku trhlin. Zářezy v betonu však snižují odolnost pláště proti nárazu i jeho trvanlivost, takže se od této praxe upustilo, zejména když zkušenosti ukázaly, že nekontrolovaný vznik trhlin v betonu nemá žádné negativní účinky. Aby se vypočítala délka přechodnice, a tím faktor zvýšení zakřivení, je nutné znát smykovou pevnost protikorozního povlaku. Většina povlaků, včetně asfaltového, má smykovou pevnost nejméně 0,1 MPa, což dostačuje k zabránění sklouzávání betonového pláště během pokládky. U izolovaných potrubí je nejslabší třecí plocha často mezi izola-

cí a chráničkou pod betonovým pláštěm, ale smyková pevnost povrchu ocelového potrubí je stejné řádové hodnoty. Uvedené výpočty ukazují, že zvýšení zakřivení je důležité pro praktickou tloušťku betonu, přičemž příslušná koncentrace namáhání by měla být vzata v úvahu při analýze namáhání při pokládce, což se zřídka, pokud vůbec, dělá. Povšimněte si však, že v praktických podmínkách lze zvýšení zakřivení snížit v průvěsu, kde je nejnebezpečnější. Ohýbání potrubí na zaváděcím „nose“ v kombinaci s napětím při pokládce vytvoří trhliny v horní části betonového pláště, které se úplně nezacelí po narovnání. Takže střídavé ohýbání potrubí v průvěsu by nutně nevytvořilo tlakové pásmo v betonu, které způsobuje zvýšené zakřivení v montážních spojích. K vyhodnocení zvýšení zakřivení v praktických podmínkách byl realizován prototypový testovací program [4]. Izolovaný a betonem opláštěný díl potrubí s přiříznutím na obou koncích byl vystaven ohýbání s použitím síly výstředného tahu (obr. 17). Měření odpovídajících hodnot vynuceného celkového zakřivení a zakřivení opláštěného spoje mimo konce umožňuje vypočet délky přechodnice. Výsledky vykazují značný rozptyl, ale předpokládané zvýšení délky přechodni-

Literatura: [1] Wilhoit J C & Merwin J E: Pipe Stresses Induced in Laying Offshore Pipeline, Journal of Engineering for Industry, Trans. ASME, sv. 89, No. 1, Feb. 1967, pp. 37–43 [2] Kiernan E: Concrete Protects Offshore Pipeline, Oil & Gas Journal, Vol. 80, No. 18, May 1982, pp. 228–243 [3] Palmer A. C.: Concrete Coating for Submarine Pipelines, Magazine of Concrete Research, Vol. 34, No. 120, Sept. 1982, pp. 119–129 [4] Pallesen T. R.; Braestrup M. W.; J‘rgensen O. & Andersen J. B.: Danish Line Insulated against Hydrate Formation, Oil & Gas Journal, Vol. 84, No. 17, Apr. 1986, pp. 50–56 [5] Braestrup M. W.: Concrete Coating of Submarine Pipelines, Improving Performance of Concrete in Marine Environments, IIR Conference, Proc Paper No 11, Hong Kong, June 1987, 16 s. [6] Braestrup M. W.; Andersen J. B.; Andersen L. W.; Bryndum M. B.; Nielsen N. J. R.; & Christensen C. J.: Design and Installation of Marine Pipelines, Blackwell Publishing, Oxford, 2005

ce se zvýšením vynuceného zakřivení je zjevné. Průměrné výsledky ukazují smykový přechod mezi plochami, který souhlasí se stahovacími testy provedenými v laboratoři. Testy nedovolily experimentálně stanovit faktor zvýšení zakřivení, ale testování potrubí se simulovaným montážním spojem ukázalo výrazné zvýšení zakřivení na neopláštěném místě. Český překlad otištěn se souhlasem autora. V anglické verzi byl článek otištěn ve sborníku konference Betonářské dny 2004. Mikael W. Braestrup samostatný inženýr, MSc, PhD Ramboll, Dánsko [email protected]

Ve slavném a rozlehlém městě Efesu vydali prý předkové za dávných dob zákon: ... Stavitel, který přejímá provedení veřejné práce, musí závazně prohlásit, kolik bude činit stavební náklad. Po předložení rozpočtu úřadům se stavitelův majetek obstaví po dobu, než je stavba hotova. Jestliže po úplném dokončení stavby odpovídá stavební náklad předloženému rozpočtu, je stavitel vyznamenán pochvalným dekretem a čestnými dary. Také v případě, že se k rozpočtu nemusí doplácet více než čtvrtina, zaplatí se to z veřejných prostředků a nestíhá se to žádnou pokutou. Stoupnou-li však stavební náklady o více než čtvrtinu, vymáhá se rozdíl na dokončení stavby z majetku stavitelova. (Marcus Vitruvius Pollio: Deset knih o architektuře, Kniha desátá, Předmluva)

16


2/2007

photo: Søren Madsen, www.bridgephoto.dk

Stavajte progresívne s novou odskúšanou a

overenou technológiou MagnaDense ponúka nové možnosti výstavby betónových konštrukcií. MagnaDense – dlhodobé bezúdržbové riešenie pre aplikácie pri špeciálnom zakladaní stavieb, betónových konštrukciách v prostredí pod vodnou hladinou a tienení rádioaktivity. MagnaDense – naturálny oxid železa, vysokokvalitná prísada do betónu nepoškodzujúca životné prostredie. Radi Vám poskytneme viac informácií.

MINELCO SR, phone +421 911 643 633, fax +421 26453 6336, www.minelco.com

STAVEBNÍ


ČS CENTRUM – IT BUILDING V PRAZE 4 ČS CENTRUM – IT BUILDING IN PRAGUE 4 M I LO S L AV S M U T E K , JAN ŠTĚCHOVSKÝ Česká spořitelna se rozhodla vybudovat novou centrálu IT v Praze 4 v ulici Antala Staška. Budova stojí na místě původního areálu Armabetonu u křižovatky s ulicí Na Strži. Česká spořitelna has decided to build a new central IT building in Prague 4, Antala Staška street. The building stands on the place of previous Armabeton zone at crossroad with Na Strži street. CHARAKTERISTIKA PROJEKTU V Praze 4, poblíž Budějovického náměs-

tí, je v těchto dnech předávána uživateli budova České spořitelny – IT Building (obr. 1). Půdorys suterénů má tvar čtyřúhelníka o rozměrech 70 x 60 m, v podzemí jsou v části technologické tři podlaží a v části garážové pět. Nejnižší úroveň základové desky je cca -12 m, sloupec spodní vody má v tomto místě výšku cca 9 m. Přízemí zaujímá prakticky stejnou plochu jako suterény, ve vyšších podlažích jsou plochy redukovány. Středem budovy, kolmo na ulici Antala Staška, prostupuje dvoupodlažní vstupní hala šířky skoro 18 m. Nad její střední částí je atrium na celou výšku budovy. V krajních

1a

částech pokračují kancelářská patra, která nemají v úrovni dvoupodlažní haly vnitřní podpory. Středem atria prochází třípatrová ocelová lávka, spojující obě křídla kanceláří. NOSNÁ KONSTRUKCE BUDOVY Nosnou konstrukci tvoří železobetonový monolitický skelet, doplněný obvodovýObr. 1 a) Pohled na dokončovanou budovu České Spořitelny, b) střední trakt se vstupem do budovy Fig. 1 a) View of finished building of Česká spořitelna, b) Inner tract with entrance to the building 1b

Obr. 2 „Přemostění“ vstupního prostoru a) vnější konstrukce během výstavby, b) vnitřní nosná konstrukce, c) vstupní hala před dokončením Fig. 2 „Bridging“ of entrance area a) outer structure during building-up, b) inner bearing structurem, c) entrance hall before finishing

2b

2a

18

2c


2/2007

STAVEBNÍ

mi stěnami jak v suterénech, tak v nadzemních podlažích. Dále pak budovou procházejí betonové komunikační šachty, ukrývající schodiště a výtahy. Objekt je založen na základových deskách ve třech výškových úrovních. Stavební jáma byla zajištěna záporovým kotveným pažením, lokálně dotěsňovaným tryskovou injektáží. Sloupy suterénů mají kruhový, oválný nebo obdélníkový průřez. Stropní desky působící ve dvou směrech jsou lokálně zesíleny hlavicemi. Podobný nosný systém je i v nadzemních podlažích. P Ř E M O S T Ě N Í V S T U P N Í H A LY Jak bylo řečeno, kancelářská podlaží nad vstupní dvoranou nemají vnitřní podpory. Tvoří tedy dva mosty na rozpětí 17,5 m (obr. 2). Tyto části konstrukce jsou vyná-

šeny příhradovými železobetonovými nosníky na výšku jednoho, tří, resp. čtyř pater (obr. 3). Příhradoviny mají spodní a horní pas tvořen parapetními nosníky tloušťky 200 mm, nebo stropními deskami s nadpražím v případě vnitřních konstrukcí. Diagonály jsou navrženy kruhového průřezu průměru 150 mm a tvoří v pohledu pravidelný rastr kosočtverců (obr. 4). Vzhled příhradové konstrukce byl velmi ovlivněn přáním architekta mít co nejsubtilnější diagonální sloupky současně s nerespektováním požadavku, aby se osy diagonál protínaly vždy v jednom bodě. Návrh vlastní konstrukce prošel poměrně dlouhým vývojem. V prvním projektovaném řešení byly tažené diagonály předpínané pomocí tyčových kotev Dywidag. Z důvodu obtížného provádění

3


Obr. 3 Pohled přes vnitřní atrium na tři podlaží příhradových nosníků Fig. 3

View through inner atrium of three floors truss girder

Obr. 4 Stabilizace diagonál příhradových nosníků a), b) Fig. 4

Stabilization of diagonal truss girder

Obr. 5 Otvor ve stěně připravený pro předpínání výztuže Fig. 5

Opening in the wall prepared for prestressing

Obr. 6 a) připravená výztuž diagonál příhradových nosníků, b) zabetonované diagonály Fig. 6

a) Prepared bars of diagonal truss girder, b) Casted-in diagonals

4a 4b

5

6a


6b

2/2007

19

STAVEBNÍ


7a Obr. 7 a), b), c) diagonály v interiérech budovy Fig. 7 a), b), c) Diagonals in interior

7b 7c

Obr. 8 Prosklená lávka přes atrium Fig. 8 Glassed-in foot bridge over atrium Obr. 9 Pohled na horní prostorovou příhradovou nosnou konstrukci lávky a svislé závěsy Fig. 9 View of upper truss girder of bearing structure of foot bridge and vertically tie Obr. 10 Osazení příhradové konstrukce na betonovou atiku Fig. 10 Placing of truss girder on concrete attic 8

9

10

20


2/2007

STAVEBNÍ

byla posléze zvolena varianta pouze částečného předepnutí parapetních nosníků, přičemž tahové síly v diagonálách byly přeneseny pouze měkkou výztuží. V každém parapetu, resp. nadpraží, jsou tedy kromě měkké výztuže uloženy vždy 2 x 2 předpínací lana systému Dywidag. Z důvodu kolize kabelu pro čtyři lana a kotvení výztuže diagonálních sloupků, jsou z jednoho kabelu v podpoře vyvedeny vždy 2 x 2 lana ke stranám parapetu. Nejvíce zatížená vnitřní nadpraží jsou vzhledem k průchodu instalací prolomena značným množstvím prostupů. Namáhání konstrukce v těchto oblastech bylo analyzováno nelineárním výpočtem s přesným zahrnutím otvorů a měkké i tvrdé výztuže programem Atena. Parapety byly nejkritičtějším místem výpočtu z hlediska dosažení mezního stavu použitelnosti. Na stavbě byly skutečně patrny větší deformace těchto nosníků než nosníků bez prostupů. V přilehlých stěnách příhradovin byly vytvořeny dočasné otvory pro předpínací pistoli, které byly po předepnutí zabetonovány (obr. 5). Po mnoha jednáních s prefami byl nakonec beton diagonálních sloupků lit do ztraceného bednění tvořeného ocelovou trubkou průměru 150 mm (obr. 6). Trubka nemá nosnou funkci, a tudíž nemusela být protipožárně chráněna. Bylo úspěšně vybetonováno několik vzorků tekutou směsí do bednění z plastové trubky, které bylo po zatvrdnutí odstraněno, a byly zkontrolovány případné kaverny v beto-

nu. Teprve poté bylo přistoupeno k betonáži sloupků ve vlastní konstrukci. Dvojice sloupků spojené pomocí navařeného dočasného táhla byly vkládány do připraveného bednění parapetů do již vyvázané měkké i tvrdé výztuže. Stabilitu sloupků zajišťovala opět dočasně navařená táhla přikotvená ke stropní desce. Velmi úzkou spoluprací mezi dodavatelem a projektantem se podařilo realizovat technicky zajímavou a z hlediska provádění náročnou konstrukci (obr. 7). P Ř E M O S T Ě N Í AT R I A Atrium je přibližně uprostřed přemostěno ocelovou prosklenou lávkou (obr. 8). Nosný systém lávky tvoří horní prostorová příhradová konstrukce z ocelových trubek různých průměrů. Svislé závěsy jsou z trubek TR76/10 (obr. 9). Podélné nosníky jsou z profilu L120/12, přičemž příčníky T100 jsou přivařeny mezi podélníky. Vzdálenost příčníků je 1,125 m. Na příčníky a podélníky je navařen podlahový plech a okapové lišty. V úrovních os podélníků a osy spodního pásu příhradové konstrukce je horizontální ztužení táhly DETAN DT 16. Příhradová konstrukce je uložena na betonovou atiku jako prostě podepřená (obr. 10). Podélníky jsou uloženy na ocelové konzoly ve stropních deskách, přičemž se uvažuje přenos vertikálních reakcí a reakcí horizontálních v příčném směru (od větru). V krajních polích příhradoviny je ztužidlo tvaru K z ocelových trubek.


2/2007


Ocelové zábradlí konstrukce má vodící charakter. Madlo z oceli S355 profilu TR 40/5 je kotveno ve vzdálenostech 2,25 m do svislých trubek TR 76/10 pomocí konzolky M20. Spoje konstrukce jsou řešeny kombinovaně jako šroubované s dodatečným přivařením. Jakost šroubů, materiál a rozměry svarů se liší dle namáhání jednotlivých prvků. Celá hlavní nosná konstrukce je zhotovena z oceli S 235 (11 375), je chráněna žárovým pozinkováním a přídavnými nátěry vůči korozi. PŘEHLED

ZÚČASTNĚNÝCH

Investor Architekt Hlavní projektant Statická část Hlavní dodavatel Dodavatel předpětí Dodavatel monolitu

CS Centrum Praha, a. s. OMICRON-K, Ing. arch. Kotík OMICRON-K, Ing. arch. Kotík RECOC, s. r. o. Skanska CZ, a. s. SM 7, a. s. Skanska CZ, a. s.

Ing. Miloslav Smutek e-mail: [email protected] Ing. Jan Štěchovský e-mail: [email protected] oba: RECOC, s. r. o. Seydlerova 2451/8, 158 00 Praha 13 tel.: 251 624 661, fax: 251 624 609 www.recoc.cz

21

STAVEBNÍ


CENTRUM CHODOV – ZÁPADNÍ ČÁST CHODOV CENTRE – WESTERN SECTION MILAN MUŽÍK, MILAN NIKŠ, MA RT I N PŮ L PÁ N, IVA N ŠE M Í K, M I R O S L AV Š VÁ B Na podzim roku 2005 bylo v Praze na Chodově otevřeno doposud největší obchodní centrum v naší republice, jež se svým pojetím, náplní a rozsahem vymyká běžnému standardu. Jedná se o první etapu výstavby multifunkčního Centra Chodov, které ve výsledném řešení vhodně kombinuje obchody, služby, byty a prostory pro volný čas. Vytváří tak vnitroměstské centrum poskytující zázemí sídlišti Jižní město. The hitherto largest commercial centre of the Czech Republic exceeding all current standards of conception, program and volume was opened in Prague – Chodov in autumn 2005. This centre represents the first building stage of a multifunctional centre in Chodov the resulting solution of which combines shops, services, residential buildings and leisure facilities in a proper way to build an inherent city centre creating suitable surroundings for the residential area of the South City.

V areálu o celkové ploše 160 000 m2 byla realizována tří až čtyřpodlažní stavba obchodního centra o celkových půdorysných rozměrech cca 300 x 200 m. Stavba přemosťuje ulici Roztylskou, jež ji rozděluje na východní a západní část. Náplní centra jsou obchodní plochy, restaurace, kanceláře, zásobovací dvory, technologické části, garáže, rozsáhlé plochy zeleně, squash, fitness, bowling atd. Západní částí prochází široká komunikační rampa umožňující parkování na střeše. KONCEPCE NOSNÉ KONSTRUKCE Objekt západní části je půdorysně přizpůsoben okolní zástavbě a má nepravidelný tvar o půdorysných rozměrech cca 195 x 155 m (obr. 2). Na návrh nosné konstrukce měl rozhodující vliv požadavek strategického obchodního partnera na uspořádání sloupů v modulu 16,2 x 8,1 m a zejména umístění pasáží ve vyšších podlažích bez jakékoliv návaznosti na spodní patra. V menší části půdorysu je v zázemí obchodů navržena modulová síť sloupů 8,1 x 8,1 m. Obr. 2 Půdorys stropu nad 2.NP – západní část Fig. 2 Ground plan of the ceiling above the 2nd surface floor – Western Section

Obr. 1 Pohled na dokončenou stavbu Fig. 1 View of the finished building work

Vzhledem k těmto skutečnostem jsme nosnou konstrukci navrhli jako monolitický železobetonový skelet. Pro větší rozpony jsou použity konstrukce s dodatečně předpjatými průvlaky. Přechodové průvlaky vynášející sloupy vyšších podlaží jsou navíc předpínány postupně dle nárůstu zatížení. Jedná se tedy o velice náročnou konstrukci. Při jejím návrhu jsme využili vlastních zkušeností z realizace KOC Nový Smíchov, Charles Square Center, Haly Sazka apod. O D ST U D I E K R E A L I Z AC I V rámci studie pro investora navrhnul statik monolitickou nosnou konstrukci se širokými průvlaky celkové výšky 0,9 m včetně přechodových. Investor se pak těžko smiřoval s tím, že je třeba běžné průvlaky předepnout a přechodové dle potřeby zvýšit a postupně předepnout. Investor uvažoval ve svých kalkulacích vyztuženost dané velice náročné konstrukce s velkým množstvím přechodoObr. 3 Schematický řez celým objektem Fig. 3 Schematic sectional drawing of the entire object

Roztylská METRO

22


2/2007

STAVEBNÍ

a)

vých průvlaků 140 kg/m3 včetně adekvátního zahrnutí předpínací výztuže. To vedlo k tomu, že po tendru se hledaly úspory vedoucí k zahuštění sloupů v zázemí obchodů – opatření, které sice zjednodušilo a zlevnilo konstrukci, přineslo však dispoziční problémy. Někteří dodavatelé se pokoušeli do poslední chvíle konstrukci zprefabrikovat i za cenu velkého násilí. Tato koncepce se však ukázala ekonomicky a technicky zcela nereálná.

Obr. 4 Charakteristické konstrukce pro rozpon 16,2 x 8,1m a) schéma b, c) realita Fig. 4 Structures characteristic for the span of 16.2 x 8.1 m – a) schematic drawing, b), c) actual execution


b)

c)

Obr. 5 Charakteristické konstrukce pro rozpon 8,1 x 8,1m a) schéma b) realita Fig. 5 Structures characteristic for the span of 8.1 x 8.1 m – a) schematic drawing, b) actual execution

a)

b)

Obr. 6 Přechodový trám a) schéma b) realita Fig. 6 Transition beam – a) schematic drawing, b) actual execution a)


b)

2/2007

23

STAVEBNÍ


Obr. 7 Detail na dilataci Fig. 7 Dilatation detail

NOSNÁ KONSTRUKCE Realizovaná nosná železobetonová monolitická konstrukce západní části obchodního centra s předpjatými prvky je dilatacemi rozdělena na sedm částí. Základním prvkem stropní konstrukce pro modul 16,2 x 8,1 m jsou dodatečně předpjaté monolitické průvlaky pnuté na rozpon 16,2 m. Tyto mají celkovou výšku 0,9 m, šířku 0,9 m a spolupůsobí se spojitou stropní deskou tloušťky 0,25 m (obr. 4). Dle neměnitelného požadavku dodavatele jsou desky provedeny spřažené z filigránových desek a monolitické nadbetonované vrstvy vylehčené polystyrénovými deskami. Použití filigráno-

vých desek lze zdůvodnit velkou výškou jednotlivých podlaží. Vylehčení desek polystyrénem přineslo velké problémy při provádění závěsů a pojezdu kolovými vozidly. Některé sloupy vyšších podlaží jsou vynášeny dodatečně předpjatými průvlaky výšky až 1,4 m, šířky 0,9 m (obr. 6). Do těchto jsou předpínací síly vnášeny ve třech fázích v souladu s postupným přitěžováním vyššími podlažími. Pro předpětí bylo použito dvou až šesti kabelů s dvanácti lany o průměru 15,7 mm s pevností 1570/1770 MPa. Pro rozpon 8,1 x 8,1 m se velice dobře osvědčila hřibová stropní konstrukce se čtvercovými plochými hlavicemi rozměru 2,7 x 2,7 m o celkové tloušťce 0,45 m. Z toho deska má tloušťku 0,25 m, a to

Obr. 8 Vedení instalací mezi průvlaky Fig. 8 Routing of installations between bearers

i z důvodu návaznosti na trámový strop (obr. 5). V křížení pasáží bylo občas nutno použít desky na větší rozpony vylehčené plastovými bedničkami. Stropní konstrukce jsou navrženy z betonu C30/37. Sloupy mají převážně čtvercový průřez 0,6 x 0,6 m, resp. 0,5 x 0,5 m v oblasti menších rozponů. Vzhledem k velké konstrukční výšce jsou s výhodou v 1. NP použity prefabrikované sloupy z betonu C50/60. Sloupy ve vyšších podlažích a kruhové sloupy jsou navrženy jako monolitické z betonu C40/50, resp. C30/37. Stěny komunikačních jader mají tloušťku 0,25 m. Konstrukce byla navržena na užitné normové zatížení 500 kg/m2 (lokálně 1 000 kg/m2) a na stálé normové zatížení bez vlastní tíhy konstrukce 450 kg/m2. Spojitá, částečně předpjatá konstrukce prokázala značnou tuhost a umožnila vedení největších instalací, tj. vzduchotechniky a odvodu spalin a kouře mezi průvlaky. Tím tato tvarově jednoduchá konstrukce spolu s instalacemi působí velice esteticky. Vedení rozhodujících potrubí mezi průvlaky umožnilo dodržet požadovanou světlou výšku v obchodní části strategického partnera (obr. 8). Z A LO Ž E N Í Založení objektu je navrženo jako hlubinObr. 9 Pohled na rozestavěnou konstrukci Fig. 9 View of the unfinished object structure

24


2/2007

né na vrtaných pilotách průměru 0,9 až 1,5 m vetknutých do skalního podloží. Pro kotvení prefabrikovaných sloupů jsou piloty ukončeny hlavicemi s kalichem. Pod stěnami komunikačních jader a po obvodu objektu jsou navrženy monolitické pasy svázané s hlavicemi pilot. P O S T U P V Ý S TAV BY V nosné konstrukci bylo uloženo 30 000 m3 betonu. Výstavba nosné konstrukce včetně založení trvala sedm měsíců. Rychlost provádění byla dosažena nasazením jednoho pracovního týmu na každou dilataci. Jediné, co bránilo plynulosti výstavby, bylo pozdní provedení přeložky stávajících inženýrských sítí v půdorysu objektu. Z ÁV Ě R Navržená konstrukce elegantně splnila veškeré požadavky architektonické, dispoziční, ekonomické, estetické, technologické i statické. Pro úspěšnou realizaci byla rozhodující kvalitní spolupráce mezi všemi zpracovateli realizační dokumentace a dodavatelem nosné konstrukce. ÚDAJE

O KONSTRUKCI

Investor Koncepční architekt Hlavní architekt projektu Zpracovatelé statické části projektu betonových konstrukcí Dodavatel nosné konstrukce Dodavatel předpínacích systémů

Centrum Praha Jih-Chodov, spol. s r. o. T+T Design bv Ing. arch. Radim Kousal, Helika, a. s. PPP, spol. s r. o, Helika, a. s METROSTAV, a. s. – divize 6 SM7, a. s.

Ing. Milan Mužík Ing. Milan Nikš Ing. Ivan Šemík Ing. Miroslav Šváb všichni: PPP, spol. s r. o. Masarykovo nám. 1544, 530 02 Pardubice tel.: 466 772 435, fax: 466 530 227 e-mail: [email protected], www.pppczech.cz Ing. Martin Půlpán Helika, a. s. Beranových 65, 199 21 Praha 9 tel.: 281 097 354, fax: 281 097 200 e-mail: [email protected], www.helika.cz

Komerční prezentace Minelco Mott MacDonald BETOSAN Podlahy 2007 NEKAP Zkoušení a jakost ve stavebnictví ‘07 GEOMAT Ing. software DLUBAL RIB VSL SYSTÉMY CZ ČBS / SSBK

strana 17 25 21 39 39 43 43 45 53 47 3. strana obálky

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]

STAVEBNÍ


LETIŠTNÍ

T E R M I N Á LY AIPORTS TERMINALS JANA MARGOLDOVÁ Letištní terminály jsou architektonicky výrazné, specifické objekty s obvykle inženýrsky velmi náročným řešením nosné konstrukce. Její návrh musí vyhovět požadavkům mnoha různých technologií, které souvisí s leteckou dopravou, a přitom vnitřní prostory musí poskytovat i dostatek pohodlí a bezpečí cestujícím. Airport terminals are architecturally distinctive, specific facilities with usually highly demanding design of the loadcarrying structure from the perspective of civil engineering. Příletové a odletové haly letišť jsou symbolem fenoménu dnešní doby – cestování, cestování za prací, studiem nebo zábavou. Pro někoho jsou běžným místem, kde se připravuje na nadcházející jednání, pro jiného jsou místem očekávání nového a pro dalšího symbolem volnosti, pohybu. Každopádně pro architekty stejně jako pro konstrukční inženýry jsou již od počátků komerčního létání velkou výzvou. V počátcích dvacátého století se letiště zařadila mezi důležité dopravní stavby. Nároky letadel na parkování a pojezdové plochy a potřeby cestující veřejnosti a letištního personálu si časem vynutily jistou typologii. Po několika desetiletích tápaní a experimentování se ustálil konsenzus v tvaru protáhlého křídla, kde byly za sebou řazeny příletová a odletová hala, prostory na čekání a k nástupu do letadel. Někde bylo potřeba předejít návalům ve vlnách oddělením příletové a odletové haly. Podle těchto hrubých základních pravidel byly budovány

• Terminal One Complex at Chicago O‘Hare Aiport, Murphy Jahn, 1983 až 1987, • Renzo Piano Kansai Aiport, Murphy Jahn, 1988 až 1994 • Terminal Five at Heathrow, Richard Roger, 1989 až 2010 • John Wayne International Airport in California, Gensler Associates, 1991 • Detroit Metropolitan Airport, 1989 až 1995 nebo • Fukuoka International Passanger Terminal, HOKŚ, 1993 až 1997. Podobně jako u nádražních hal i zde se všeobecne vžila představa, že stavby musí být velké, konstrukčně odvážné, světlé a plné vzruchu. Historie ukazuje, že tento model vydrží jen do té doby, než přijde změna ve způsobu cestování, která si následně vynutí změnu architektonického přístupu. Např. okázalé letištní terminály navrhované v padesátých letech minulého století pro nabídku drahých služeb národních leteckých společností se jen o pár desetiletí později musely přizpůsobovat zcela jinému trhu levných prázdninových charterových letů. Ve vyspělých zemích jsou postupně všude zaváděna stále sofistikovanější řešení řízení provozu terminálu a zajišťování bezpečnosti služeb a dopravy cestujících. Provoz terminálu a služby v něm realizované generují specifické požadavky a architekt i inženýr-konstruktér se s nimi musí vyrovnat, např. zvyšující se kapacita terminálu vyžaduje zajištění odpovídající dopravní obslužnosti. Individuální pozemní doprava se snadno přehustí tak, že cesta v zácpě k letišti je delší než vlastní let. Vzrůstá tlak na veřejnou pozemní i podzemní dopravu dostat se vysokorychlostní dráhou nebo metrem co nejblíže, nej-

1

26

lépe přímo pod terminál. Je třeba řešit náročné prostorové úlohy pohybu cestujících a zboží v mnoha výškových úrovních a různých časových intervalech. Letištní terminály se tak stávají budovami, které definují hranice možností současné architektury a inženýrského umu. Terminály postavené během dvacátého století jsou rozdělovány do šesti kategorií – generací. První jsou jednoduché boudy u travnatých přistávacích a vzletových drah, poslední jsou naopak obrovské „hangáry“ z betonu, skla, oceli a dřeva, např. Hong Kong International Airport Terminal od Normana Fostera, 1992 až 1998, charakteristický dlouhými řadami odletových bran, Terminal 2 má být otevřen 2040. Berlínské letiště Tempelhof je řazeno do druhé až třetí generace, shluk terminálů Heathrow do čtvrté, kruhový Terminál One na pařížském Charles de Gaulle Airport do páté. Terminály generace Tempelhof postupně „odcházejí do penze“ a u generace Heathrow (původní budovy od Fredericka Gibberda byly uvedeny do provozu v padesátých letech, a některé jsou ještě užívány) je třeba rozhodnout o jejich zásadní rekonstrukci či „penzionování“. Letištní budovy s kontrolní věží v poza-

Obr. 1 Protažená střecha nového letištního terminálu v Grazu, Rakousko Fig. 1 Elongated roof of the new airport terminal in Graz, Austria Obr. 2 Střízlivý interiér příletové a odletové haly letiště v Grazu Fig. 2 Sober interior of the arrival and departure hall of the airport in Graz

2


2/2007

STAVEBNÍ

3 5a

dí se staly motivem modernizmu. Zcela účelová stavba řídící věže tvoří téměř nepostradatelný vertikální doplněk horizontální masy haly. Mezi mnoha příklady letištních terminálů, které vyjadřují symbol letu, nelze opomenout terminál Kennedyho letiště ve Washingtonu DC., Eero Saarinen 1956 až 1962 [8]. S rozpadem původního městského či

4

5b

národního statusu letišť, kde zařízení bylo provozováno státní organizací a zisk nebyl příliš sledován, došlo v osmdesátých letech k zásadní změně pohledu na návrh a provozování letištních terminálů s výjimkou provinčních měst, kde počet cestujících zůstává trvale nízký. Letištní terminály se z poskytovatelů dopravních služeb rozrostly v rozsáhlé komplexy zahrnující

Obr. 3 Prosklená čelní stěna terminálu letiště Sondika v Bilbau, Španělsko Fig. 3 Glassed front wall of the airport terminal Sondika in Bilbao, Spain Obr. 4 Dynamika interiéru odletové haly v Bilbau, Španělsko Fig. 4 Dynamics of the interior of the departure hall in Bilbao, Spain Obr. 5 Otevřený prostor pod betonovou konzolou v úrovni příletů, a) mohutné náběhy daleko vyložených nosníků, b) vnější okraj Fig. 5 Open space below the concrete cantilever at the level of arrivals; a) massive batters of far projecting beams, b) outer edge Obr. 6 Celkový pohled na terminál s rampami pro příjezdy a odjezdy cestujících Fig. 6 General view of the terminal with ramps for arrivals and departures of passengers

6



2/2007

27

STAVEBNÍ


7 Obr. 7 Pohled z úrovně odletů na parking v protější stráni Fig. 7 View from the departures level overseeing the parking lot in the opposite slope Obr. 8 Spojovací chodba k parkingu Fig. 8 Connecting passage to the parking lot

obchodní centra, kapacitní parkingy a hotely. Tento model se s privatizací celého systému z Británie, kde byl použit poprvé, rozšířil i do dalších zemí. GRAZ Příkladem městského letiště je minimalistický terminál v rakouském Grazu od Rieglera Rieweho, 1989 až 1997, původně navržený pro 750 000 pasažérů ročně. Počátkem 21. století byla kapacita překročena, což si vynutilo rozšíření budovy a po dosažení téměř 900 000 cestujících v roce 2004 i výstavbu druhého terminálu (obr. 1 a 2). SON DI K A, BI LBAO Částí rozsáhlé kampaně vedené městskou a regionální samosprávou za rekonstrukci a revitalizaci původně průmyslového baskického Bilbaa na oblíbený turistický cíl s řadou atraktivních nabídek (Guggenheimovo muzeu od Franka Gehryho

ad.) bylo i vybudování nového letiště. Budovy letištního terminálu Sondika Airport Bilbao navrhnul známý španělský architekt-inženýr Santiago Calatrava v letech 1990 až 1995 a jeho výstavba proběhla v letech 1997 až 2000. Letiště leží severně od Bilbaa poblíž Biskajského zálivu. Nový terminál je navržen pro odbavení 2 mil. cestujících ročně (některé prameny zmiňují možné budoucí rozšíření až na 10 mil. cestujících ročně, pozn. aut.). Španělští představitelé letecké dopravy původně zadali návrh na menší letiště pouze se čtyřmi bránami, ale rychle rostoucí počet přepravovaných osob je už v roce 1994 donutil své požadavky zvýšit na současných šest bran (str. 31). V letech 2005 až 2006 byly provedeny určité úpravy a rozšíření v oblasti služeb pasažérům, avšak očekává se, že během dalších dvou let naroste počet odbavených cestujících na 4,5 mil. a současná kapacita bude opět vyčerpána. Elegantní konstrukce vyjadřuje kteroukoliv svou částí pohyb vzhůru vpřed a pohled na ni z určitých směrů tento vjem ještě mnohonásobně umocňuje (obr. 3). K nejpůsobivějším částem letiště patří trojúhelníková hala (přes 300 m dlouhá) s lehkou prosklenou ocelovou konstrukcí (obr. 4) a nádherná zakřivená kon9

28

8

zola z bílého betonu kryjící plochu pro automobilovou a autobusovou dopravu ke spodní příletové úrovni haly (obr. 5). Po horním okraji desítky metrů vyložené konzoly naopak najíždějí auta s pasažéry mířícími do horní odletové části haly (obr. 6). Do areálu letiště ještě patří čtyřpodlažní parking skrytý v protějším svahu a spojený s halou podzemí chodbou (obr. 7 a 8). Výstavba letiště stála 11 miliard Ptas, plocha terminálu je 32 000 m2. FUNCHAL, MADEIRA S prodloužením vzletové a přistávací dráhy na portugalském ostrově Madeira [9] souvisela i výstavba nového letištního terminálu, který byl pro veřejnost otevřen v roce 2002 (obr. 9 a 10). Význam letecké dopravy pro turisticky oblíbený ostrov podtrhuje rozsah poskytovaných služeb, Obr. 9 Nový terminál rozšířeného letiště na Madeiře Fig. 9 New terminal of the extended airport in Madeira Obr. 10 Vyhlídková terasa u terminálu letiště na Madeiře Fig. 10 Observation gallery at the airport terminal in Madeira

10


2/2007

STAVEBNÍ

11


12

13

terminál má čtyřicet odbavovacích přepážek a šestnáct bran k nástupu na paluby letadel. BAJARAS, MADRID V říjnu roku 2006 Britská královská asociace architektů (RIBA) udělila prestižní Stirlingovu cenu Richardu Rogersovi a jeho spolupracovníkům za návrh terminálu nového madridského mezinárodního letiště Barajas. Byla oceněna zejména komplexnost projektu, který je nejen architektonicky zajímavý, ale splňuje nejvyšší nároky na funkčnost a pohodlí cestujících. Výstavba terminálu trvala šest let a stála 6 miliard EUR (téměř 170 miliard Kč). Do provozu byl terminál uveden v únoru 2006 (v červnu 2006 si jeho funkčnost vyzkoušeli účastníci odborné exkurze ČBS, pozn. aut.). Barajas je největší světový letištní komplex s celkovou plochou BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

14

15

Obr. 11 Interiér nového terminálu letiště Bajaras v Madridu, Španělsko Fig. 11 Interior of the airport new terminal Bajaras in Madrid, Spain Obr. 12 Dlouhá fasáda terminálu letiště v Madridu Fig. 12 Long facade of the airport terminal in Madrid Obr. 13 Spojení betonu a oceli na sloupech podpírajících střešní konstruci Fig. 13 Connection of concrete and steel on columns supporting the roof structure Obr. 14 Kombinace betonu, oceli, dřeva, skla a leštěného kamene Fig. 14 Combination of concrete, steel, timber, glass and polished stone Obr. 15 Detail sloupu před výtahovou šachtou Fig. 15 Detail of the column in front of the lift shaft 2/2007

29

STAVEBNÍ


16 Obr. 16 Členění rozsáhlého prosturu Fig. 16 Articulation of vast space Obr. 17 Eskalátory a světelné tabule Fig. 17 Escalators and information board

více než jeden milion m2. Sestavá z hlavní budovy terminálu (T4) a satelitu pro vnitrostátní lety (T4S) vzdáleného zhruba 2,5 km. Spojení obou zajišťuje automatické metro (str. 31). Příjemné vnitřní prostředí rozlehlého terminálu vytváří velmi citlivě navržené osvětlení s velkým podílem přirozeného denního světla pronikajícího do rozsáhlých interiérů množstvím zasklených otvorů ve zvlněné střeše a nahrazení neprůhledných stěn skleněnými přepážkami, které nebrání světlu v cestě (obr. 11). Nejdůležitějším vizuálním požadavkem bylo vnímání neomezeného prostoru. Terminál je navržen pro 35 mil. cestujících ročně (některé prameny uvádí i dvojnásobek, pozn. redakce), ve špičkách zde odbaví až 10 000 osob za hodinu. Nový terminál by měl zajistit bezproblémový pohodový start jejich cesty. Barajas má čtyři rozjezdové a přistávací dráhy, po dvou paralelních ve směrech sever-jih a severozápad-jihovýchod, což umožňuje současné příletové a vzletové operace, dispečeři a pozemní personál jsou celkem schopni zajistit 120 operací za hodinu (jedno přistání nebo vzlet každých 30 s). Hlavní budova dlouhá 1,2 km (obr. 12) s podlahovou plochou 470 261 m2 je rozdělena do šesti úrovní (tři podzemní a tři nadzemní) a třech zón (odbavovací, čekací a palubní). Železobetonové sloupy rámového nosného systému se v nejvyšším podlaží větví a na ocelových nástavcích nesou zvlněnou ocelovou konstrukci střechy krytou štípaným bambusem (obr. 13). Hladké šedé betonové povrchy příjemně kontrastují s ocelovými prvky 30

17

natřenými v barvách duhy, čirým sklem přepážek a lesklými podlahami (obr. 14). Příletové a odletové zóny probíhají paralelně po délce budovy, jsou odděleny hlubokým „kaňonem“ vyplněným pohyblivými schodišti, výtahy a přemostěným v různých úrovních lávkami tak, aby cestující údajně potřeboval minimální navádění k tomu, aby se v rozsáhlé budově zorientoval a našel své místo (vzhledem k tomu, že v místním informačním systému šipka otočená dolů značí směr dopředu a informačních tabulí bylo skutečně poskrovnu i pro místní, využila většina účastníků zájezdu veškerý čas na přestup k více méně neplánovanému zevrubnému prozkoumání celé rozlehlé budovy, pozn. aut.). Z ÁV Ě R Na konci 20. století byly všechny největší světové letištní terminály navrhovány dle obdobného modelu – výrazná střecha je dominantou celé konstrukce. Systém podpůrné „stromové“ struktury používaný atelierem Foster and partners se objevuje v mnoha obměnách nejen na Terminálu 5 na letišti Heathrow od Rogerse nebo na terminálu Kansai od Piana. Stoupá počet cestujících, rozrůstají se poskytované služby, rostou požadavky na plochu. Přesto letištní terminál nemůže růst do výšky, roste tedy v ploše a případně do hloubky. V současné době probíhá výstavba nového mezinárodního letištního terminálu ve Vídni (VIE), kterou si vynutil rychle rostoucí počet cestujících. Projekt Skylink zahrnuje investice za 400 mil EUR. Nový terminál má od roku 2008 odbavovat 24 mil. cestujících ročně. Letištní terminály se staly bránami do zemí a měst obdobně jako dříve bývala nádraží. V roce 1875 britský časopis „Building News“ napsal: „Nádraží a hotely jsou pro devatenácté století tím, čím bývaly

Literatura: [1] Pearman H.: Contemporary world architecture, Phaidon 2002 [2] Jodidio P.: Architecture now, Taschen [3] Bullivant L.: New Terminal T4, Bajaras, Madrid, Spain, The Plan, pp. 75–94 [4] www.wikipedia.org [5] http://news.bbc.co.uk [6] www.architecture.com [7] www.archiweb.cz [8] Straský J.: Visuté předpjaté střechy, Beton tks, 2006/1, s. 21–27 [9] Hustoles P.: Rozšíření letiště Funchal na Madeiře, Beton tks, 2005/6, s. 10–15

kláštery a katedrály pro století třinácté. Jsou opravdu tím, co nejlépe vyjadřuje ducha naší doby.“ Nahradíme-li nádraží letištním terminálem, sdělení platí stále, i když poslední léta dvacátého století a počátky jednadvacátého zaznamenávají oživení železniční dopravy a s ní i budování nových nádraží zejména v oblastech s hustým osídlením, v Evropě a na dálném východě, kde moderní železniční doprava schopně konkuruje vzdušné z hlediska času i pohodlí cestujících. Budování vysokorychlostních železničních koridorů je jednou z priorit zemí Evropské unie a je významně podporováno ze strukturálních fondů unie. Některá letiště již umožňují přímý přestup na veřejnou pozemní dopravu. Příkladem je letiště Charlese de Gaulla v Roissy u Paříže, v jehož podzemí se nachází stanice metra RER i stanice vysokorychlostní dráhy TGV, která spojuje Paříž s významnými francouzskými městy. fotografie: obr. 1 až 5, 7, 8, 11 až 17 – archív autorky, obr. 6 – Ing. Miloš Šimler, obr. 9 a 10 archív Ing. arch. P. Kotase Ing. Jana Margoldova, CSc.


2/2007

STAVEBNÍ


Letiště Sondika – situace [2]

Hala terminálu

Parking

Řez terminálem Bajaras [3]

Letiště Bajaras – situace [3]

Metro Nový terminál

Původní terminál

Spojovací tunel

Nový satelit T4S


2/2007

31

M AT E R I Á LY M AT E R I A L S

A TECHNOLOGIE AND TECHNOLOGIES

KAZETOVÉ STROPNÍ KONSTRUKCE PRO VELKÉ WAFFLE-SLAB FLOORS FOR LARGE SPANS P E T R H Á J E K , C T I S L AV F I A L A Železobetonové kazetové konstrukce se tradičně uplatňují při realizaci velkorozponových zastropení. Staticky výhodné působení se odráží v efektivnějším využití materiálu. Je prezentována environmentální analýza i aplikace při výstavbě letištních budov. RC waffle slabs are traditionally used for the construction of large span floor structures. Structural effectiveness results in a more effective use of structural materials. An environmental analysis and an application of waffle slabs in the construction of airport halls are presented.

Cestou k zefektivnění technologie výstavby kazetových železobetonových stropů je používání různých typů bednicích dílců vyráběných v různých rozměrových řadách a umožňujících tak optimální volbu dimenzí stropní konstrukce s ohledem na konkrétní dispoziční a zatěžovací podmínky.

ROZPONY

E N V I R O N M E N TÁ L N Í

A N A LÝ Z A

KAZETOVÝCH STROPNÍCH KONSTRUKCÍ

Optimalizace spotřeby konstrukčních materiálů zaměřená na redukci čerpání primárních neobnovitelných surovin je jedním ze základních požadavků při vývoji nových stavebních konstrukcí respek-

Tradiční železobetonová kazetová deska představuje vzhledem ke své tvarové podstatě jeden z nejefektivnějších typů stropních konstrukcí z hlediska relace mezi spotřebou konstrukčních materiálů a statickými parametry. Důvodem jsou nesporné statické výhody vyplývající z žebrového charakteru průřezu, obousměrného pnutí konstrukce a menší plošné hmotnosti. V porovnání s plnou železobetonovou deskou lze v případě kazetami odlehčených desek dosáhnout i více než 50% úspory betonu, a tím i snížení zatížení. Redukce zatížení se odráží i v menší spotřebě výztužné oceli vlastní desky a menším zatížení konstrukcí podporujících. Toto se výrazněji projevuje při použití kazetových desek na větší rozpony. Jak ukazuje řada realizací budov, může se kazetový podhled i vhodně architektonicky uplatnit především u větších halových prostor, kde odlehčený žebrový tvar může významně podpořit architektonické řešení interiérů prostor s velkými rozpony (obr. 1, obr. 2). Obr. 1 Kazetová železobetonová konstrukce zastropení podzemní vstupní haly galerie v Louvru s integrovaným osvětlením ve středu kazet Fig. 1 RC waffle floor slab in Louver gallery underground entrance hall with integrated lighting in centers of cassettes Obr. 2 Obchodní centrum v Athénách Fig. 2 Shopping centre in Athens

32


2/2007

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G I E S

Obr. 3 Plošná hmotnost stropních konstrukcí, pole 10 x 10 m Fig. 3 Self-weight of floor structures, bay 10 x 10 m Obr. 5 Svázané emise SOx, ekviv. stropních konstrukcí, pole 10 x 10 m Fig. 5 Embodied emission SOx, equiv. of floor structures, bay 10 x 10 m

tujících požadavky udržitelné výstavby, tj. takových, jejichž návrh uvažuje environmentální, ekonomické a sociální požadavky a kritéria. Kazetové železobetonové stropní desky představují již svojí tvarovou podstatou progresivní alternativu stropních konstrukcí respektující tyto základní principy. Environmentální i ekonomické výhody souvisí především se snížením spotřeby primárních neobnovitelných surovin, se snížením nároků na dopravu a manipulaci materiálů, s úsporami v konstrukcích podporujících a s menším množstvím odpadu a materiálů k recyklaci po dožití konstrukce [1]. Cílem provedené analýzy bylo prověřit efektivnost kazetových stropních konstrukcí využívajících plastových bednicích dílců z hlediska statických, environmentálních a ekonomických parametrů. Analyzované stropní konstrukce byly navrženy na velké rozpony v rozmezí 8 až 12 m a byly vylehčeny bedněním z plastových

dílců Uninox [2]. Pro možnost srovnání jednotlivých parametrů byly do analýzy zahrnuty další dvě alternativy stropních konstrukcí běžně v praxi používaných na velké rozpony: předpjaté stropní dutinové panely Spiroll – Partek [3] a předpjaté stropní TT dílce [4]. Stropní konstrukce byly analyzovány ve čtyřech hlavních skupinách, které představovaly různé rozpony hodnocených stropních konstrukcí: • skupina 1: stropní pole 8 x 8 m • skupina 2: stropní pole 10 x 10 m • skupina 3: stropní pole 12 x 12 m • skupina 4: stropní pole 8 x 16 m (poslední skupina byla zvolena pro zhodnocení vlivu převážně jednosměrného pnutí stropní konstrukce). Každá z uvedených skupin obsahuje dvě podskupiny stropních konstrukcí dle uvažovaného přídavného zatížení (mimo vlastní tíhy konstrukce). První podskupina stropních konstrukcí byla zatížena stálým zatížením (mimo vlastní tíhu, tj. podlaha, příčky) gk = 2,5 kN/m2 a nahodilým užitným zatížením qk = 5 kN/m2. Druhá podskupina stropních konstrukcí byla zatížena stálým zatížením gk = 2,5 kN/m2 a nahodilým užitným zatížením qk = 10 kN/m2. Železobetonové monolitické křížem vyztužené kazetové desky byly analyzovány pro dvě varianty tlouštěk konstruk-


2/2007

Obr. 4 Svázané emise CO2, ekviv. stropních konstrukcí, pole 10 x 10 m Fig. 4 Embodied emission CO2, equiv. of floor structures, bay 10 x 10 m Obr. 6 Svázaná energie stropních konstrukcí, pole 10 x 10 m Fig. 6 Embodied energy of floor structures, bay 10 x 10 m

ce, zatížení a rozpětí konstrukce v alternativách krajního a vnitřního pole spojité stropní desky. Výsledná analýza tedy představovala srovnání 48 variant stropních konstrukcí. Varianty analyzovaných stropních konstrukcí Železobetonové monolitické křížem vyztužené kazetové desky jsou realizovány pomocí plastového bednění typu Uninox. Jde o speciálně vyztužené typizované plastové bednicí dílce, které umožňují snadné vytvoření žeber ve dvou na sebe kolmých směrech. Dílce jsou vyráběny ve čtyřech modulových řadách (500, 700, 800 a 900 mm) a o různých výškách (150 až 425 mm) tak, aby bylo možné optimálně navrhnout stropní konstrukci s ohledem na konkrétní rozpětí a zatížení. V analyzovaných konstrukcích byly použity dva typy nejběžněji používaných dílců – 70/27 (modulace 700 x 700 mm, 33



výška vložky 270 mm) a 70/32, tloušťka horní železobetonové desky byla 60 mm. Celkové tloušťky stropních konstrukcí byly 330 a 380 mm. Objem materiálů (betonu a oceli) v jednotlivých stropních polích byl pro environmentální hodnocení získán z výpočtového modelu křížem vyztužených kazetových stropních desek zpracovaném v tabulkovém procesoru Microsoft Excel 2003. Při výpočtu konstrukcí byl použit beton C25/30 a C30/37, výztužná ocel R 10 505. Předpjaté stropní dutinové panely SPIROLL – PARTEK – v analýze byly použity tři běžně vyráběné předpjaté stropní dutinové panely skladebné šířky 1,2 m v tloušťkách a dimenzích odpovídajících zatížení a rozpětí v jednotlivých alternativách. Stropní panely byly uvažovány jako prosté nosníky na rozpětí 8, 10 a 12 m uložené na průvlacích. Byly použity tři typy stropních předpjatých panelů • SPIROLL tloušťky 250 mm • PARTEK tloušťky 265 mm • PARTEK tloušťky 400 mm. Předpjaté stropní TT dílce – v analýze byly použity běžně vyráběné předpjaté stropní TT dílce skladebné šířky 2,4 m v tloušťkách a dimenzích odpovídajících zatížení a rozpětí v jednotlivých alternativách. Stropní panely byly uvažovány jako prosté nosníky na rozpětí 8, 10 a 12 m uložené na průvlacích. Byly použity stropní předpjaté TT dílce specifikované dle [4]. Svázané hodnoty a ceny materiálů V analyzovaných stropních konstrukcích figurují tři základní stavební materiály: prostý silikátový beton, klasická výztužná ocel a předpínací legovaná ocel. Při environmentální analýze stropních konstrukcí byly u jednotlivých variant sledovány hodnoty svázaných energií, svázaných Tab. 1 Environmentální charakteristiky materiálů použité v hodnocení [5] Tab. 1 Environmental characteristics of materials used in an assessment [5]

emisí CO2,ekv. a SOx,ekv., plošné hmotnosti a ceny stropu vztažené na metr čtvereční stropní konstrukce. V environmentálním hodnocení stropních konstrukcí byly použity materiálové charakteristiky uvedené v tab. 1. Pro kalkulaci ceny stropních konstrukcí na metr čtvereční bylo v hodnocení využito cen materiálů a prefabrikátů dle podkladů výrobců, [2], [3] a [4]. Environmentální profily stropních konstrukcí Environmentální profil stropní konstrukce zahrnuje společně s obrázkem a stručným popisem tři podskupiny dat: • uvedení hodnot plošné hmotnosti, ceny zabudovaných materiálů, svázané energie a svázaných emisí CO2,ekviv. a SOx,ekviv. v jednom metru čtverečním stropní konstrukce, • zdroj materiálů použitých v konstrukci (materiály na vstupu), tj. materiály obnovitelné, materiály recyklované a materiály z přírodních zdrojů • možnost využití materiálů po dožití konstrukce – možnost recyklace (materiály na výstupu), tj. materiály plnohodnotně recyklovatelné, částečně recyklovatelné a nerecyklovatelné. Příklad jednoho ze 48 profilů stropních konstrukcí analýzy je v tab. 2, environmentální profil monolitické kazetové stropní desky tloušťky 330 mm z bednicích dílců Uninox 70/27, vnitřní pole s rozpětím 10 x 10 m zatížené gk = 2,5 kN/m2 a qk = 5,0 kN/m2. Vyhodnocení analýzy Při environmentální analýze alternativ stropních konstrukcí byly sledovány hodnoty plošné hmotnosti, svázané energie a svázaných emisí CO2,ekviv. a SOx,ekviv. v jednom metru čtverečním stropní konstrukce. Výsledky v absolutních hodnotách pro jednotlivé alternativy stropních konstrukcí jsou uvedeny v profilech, viz. příklad tab. 2. Procentuální srovnání hodnot jednotlivých alternativ stropů je uve-

deno v sadách grafů pro každou podskupinu rozpětí pole a velikosti zatížení. Jako referenční stropní konstrukce byla zvolena v jednotlivých podskupinách stropní konstrukce z prefabrikovaných TT dílců, jejíž hodnoty jsou v grafech rovny 100 %. Vyhodnocení pro podskupinu rozpětí pole 10 x 10 m a zatížení gk = 2,5 kN/m2 a qk = 5 kN/m2 je uvedeno v grafech na obr. 3 až obr. 6. Plošná hmotnost referenčních TT dílců je při užitném zatížení 5 kN/m2 rovna 455,4 kg/m2. Panely Spiroll jsou v tomto ohledu úspornější o 17 %. Kazetové monolitické stropní konstrukce vycházejí z hlediska plošné hmotnosti při tloušťce stropu 330 mm úspornější v závislosti na hodnotě zatížení o 7 %, v případě tloušťky stropu Uninox 380 mm se při poli 10 x 10 m hodnota oproti předchozí skupině (pole 8 x 8 m) snížila cca o 10 %, stropy jsou tedy oproti referenčním hodnotám těžší o 6 %. Procentuální srovnání hodnot svázaných emisí CO2,ekviv., SOx,ekviv. a svázaných energií jsou zřejmá z grafů (obr. 4 až obr. 6). U kazetových monolitických desek Uninox dochází k vyrovnávání rozdílu mezi deskami 330 a 380 mm, větší množství betonu je u desky H380 kompenzováno větším množstvím výztuže u desky H330, které je potřebné k přenesení namáhání při stejném zatížení a menší účinné výšce průřezu. Rozdíl jednotlivých hodnot je v řádu jednotek procent, max. pak 10 %. Při užitném zatížení 5 kN/m2 je v grafech zřejmé snížení svázaných hodnot emisí a energií u stropů Uninox i panelu Spiroll do 7 % oproti referenčním TT dílcům. Při užitném zatížení 10 kN/m2 je snížení svázaných hodnot emisí a energií u panelu Spiroll 1 až 4 %, u stropů Uninox jsou hodnoty vyšší oproti referenčním TT dílcům Tab. 2 Environmentální profil kazetové stropní desky Uninox 70/27 H330 Tab. 2 Environmental profile of waffle-slab floor Uninox 70/27 H330

Svázané (embodied) hodnoty materiálů svázaná energie [MJ/kg]

svázané emise CO2 [kg CO2,ekviv./kg]

svázané emise SOx [g SOx,ekviv./kg]

prostý beton

0,8

0,13

0,5

výztužná ocel

36

2,4

11

předpínací legovaná ocel

43

2,9

14

materiál

34


2/2007

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G I E S Obr. 7 Kazetové bednění z plastových kopulí Uninox Fig. 7 Waffle formwork from plastic domes Uninox Obr. 8 Kazetový podhled stropní konstrukce Fig. 8 Waffle ceiling of floor structure Obr. 9 Budova požární nádrže Fig. 9 The fire reservoir building

v průměru o 6 %, max. však 15 %. Zde je nárůst způsoben potřebou vykrýt dvojnásobný nárůst zatížení běžnou betonářkou výztuží (předpínací výztuž je v tomto případě účinnější) při stejné účinné výšce průřezu. Při takto velkém zatížení a rozpětí by s ohledem na redukci výztuže, tedy svázaných emisí a energií, bylo vhodné u stropů Uninox případně uvažovat o zvětšení účinné výšky průřezu, tedy např. o použití plastových forem 70/37. V rámci analýzy bylo provedeno i porovnání finančních nákladů na realizaci 1 m2 uvedených typů konstrukcí. V tomto srovnání vyšly železobetonové kazetové stropy použité na velké rozpony velmi dobře. Skutečné náklady na realizaci stropní konstrukce jsou však velmi závislé na konkrétních podmínkách realizovaného objektu zahrnujících především náklady na dopravu prefabrikátů (závislé na vzdálenosti výrobny prefabrikátů), náklady na dopravu betonové směsi (závislé na vzdálenosti betonárky), náklady na manipulaci na staveništi (závislé na charakteru konstrukce – výška, rozloha aj.), vliv dimenzí podpůrných konstrukcí (průvlaků, stěn) apod. Proto výsledky této části analýzy nejsou v příspěvku prezentovány, nicméně pro konkrétní aplikaci je lze vyčíslit a porovnat. PŘÍKLAD

APLI K AC E K AZETOV ÝC H

D E S E K P Ř I V Ý S TAV B Ě MEZINÁRODNÍHO LETIŠTĚ

A T É N ÁC H Smlouva o výstavbě aténského letiště byla podepsána v roce 1995 a v roce 1996 byl oficiálně položen základní kámen letiště s pracovním názvem Spata (podle jména nedaleké obce). Výstavba komplexu letiště trvala 51 měsíců. Mezinárodní aténské letiště – Athens International Airport Eleftherios Venizelos – bylo dokončeno v srpnu roku 2000. V říjnu téhož roku začal pětiměsíční zkušební provoz letiště a od března 2001 již začal plně funkční provoz. Hlavní budova letišV


2/2007

35



Literatura: [1] Fiala C., Hájek P.: Environmentální optimalizace komůrkové železobetonové desky, 12. Betonářské dny 2005, Hradec Králové: ČBS ČSSI, 2005, ISBN 80-903502-2-4 [2] Firemní materiály UNINOX, s. r. o., www.uninox.cz, 2006 [3] Technické listy panelů SPIROLL, Dywidag prefa, a. s., www.dywidag.cz, 12/2006 [4] T echnická specifikace TT dílců, dodaná Ing. Tanasis Avukatos, 11/2006 [5] Waltjen T.: Ökologischer Bauteilkatalog, Bewertegängige Konstruktionen, Springe – Verlag, Wien, 1999

tě má čtyři úrovně a čtrnáct spojovacích mostů do letadel, což představuje užitnou plochu 150 000 m2. Nosná konstrukce objektů je tvořena železobetonovým monolitickým skeletem. Na několika budovách areálu letiště bylo pro stropní konstrukce na velké rozpony použito železobetonových kazetových desek vytvořených pomocí systému plastového bednění typu Uninox, umožňujícího realizaci staticky efektivních a tvarově efektních kazetových stropních konstrukcí na velké rozpony. V rámci areálu letiště byly bednicí plastové dílce Uninox použity pro realizaci kazetových stropních konstrukcí u budovy Olympic Catering, haly pro servis letadel přepravce Olympiaki a budovy požární nádrže. U budovy Olympic Catering bylo s využitím 2 500 kusů bednicích dílců typu 70/22 a 4 500 kusů dílců typu 70/32 realizováno cca 12 000 m2 kazetových stropních konstrukcí s rozpony kolem 10 x 10 m. Příklad realizovaného bednění z dílců Uninox 70/32 je na obr. 7, výsledný kazetový podhled letištní budovy cateringu po odbednění stropu je na obr. 8. U budovy haly pro servis letadel přepravce Olympiaki bylo použito 1 000 kusů dílců typu 80/25, s jejichž využitím bylo realizováno přibližně 3 000 m2 kazetových stropních konstrukcí.

Pro budovu požární nádrže (obr. 9) bylo pro cca 1 500 m2 kazetových stropních konstrukcí použito 650 kusů bednicích plastových dílců typu 90/32. Z ÁV Ě R Environmentální analýza prokázala, že kazetové železobetonové monolitické stropní konstrukce jsou progresivní alternativou ke dvěma srovnatelným prefabrikovaným konstrukcím z předpjatých panelů Spiroll a TT dílců, a to i v případě neuvažování dalších vlivů, např. vlivu podporujících stropních průvlaků aj. Dramatický vliv průvlaků na stropní konstrukci jako celek nelze ovšem očekávat v žádné variantě, průvlaky jsou nedílnou součástí jak prefabrikovaných, tak monolitických konstrukcí. V případně monolitických konstrukcí lze ale očekávat menší vliv průvlaků (vzhledem k jejich spojitosti a spolupůsobení s okolními stropními deskami) na výsledné parametry celé stropní konstrukce než u prefabrikovaných železobetonových nebo předpjatých průvlaků. Lze tak předpokládat, že při jejich započítání v konkrétní projektované konstrukci mohou vycházet monolitické kazetové stropy na velká rozpětí ještě výhodněji. Environmentální výhodnost té či oné varianty je u kazetové železobetonové monolitické stropní konstrukce závislá na optimální volbě především bednicích plastových forem, tedy zvolené účinné výšce průřezu pro daný typ rozpětí a zatížení stropní konstrukce. Z optimalizované účinné výšky průřezu vyplývá následně minimální potřebné množství betonářské výztuže a betonu pro daný výsek stropní konstrukce. Významným faktorem jsou vedle menšího zatížení životního prostředí emisemi CO2, SOx, menší svázaná spotřeba energie i přímé úspory primárních zdrojů surovin (výhledově i menší množství materiálu při demolici konstrukce po jejím dožití). Nevýhodou monolitické kazetové stropní konstrukce je delší doba trvání výstavby a nutnost realizace podpůrného bednění stropní konstrukce oproti prefabrikovaným alternativám konstrukcí.

V některých případech realizací je výhodou kazetových stropních konstrukcí zajímavý podhledový efekt, zvýrazňující architektonické řešení interiéru stavby. Kazetový tvar podhledu se může vhodně architektonicky uplatnit především u větších halových prostor tak, jak je to zřejmé z příkladů vstupní haly do obrazové galerie v Louvru nebo letištní haly mezinárodního letiště v Aténách. V některých případech je naopak výhodou rovný stropní podhled realizovaný z panelů Spiroll. U vícepodlažních objektů hraje významnou roli celková tloušťka stropní konstrukce, která je u monolitické konstrukce při větších rozponech srovnatelná s předpjatými panely Spiroll (avšak bez uvažování výšky průvlaků), oproti stropní konstrukci z TT dílců je však významně nižší. Analýza ukázala, že při dobrém optimalizovaném návrhu jsou environmentální výhody kazetových železobetonových monolitických stropních konstrukcí výrazněji ekonomicky zhodnoceny a představují především významný parametr při komplexním hodnocení konstrukcí z hlediska jejich udržitelnosti. V případě konkrétního návrhu konstrukce by skutečná efektivita použití kazetové konstrukce měla být prověřena podrobným výpočtem, včetně vyhodnocení environmentálních parametrů a cenového porovnání. Článek byl vypracován s využitím výsledků výzkumného projektu GAČR 103/05/0292 – Optimalizace navrhování progresivních betonových konstrukcí. Prof. Ing. Petr Hájek, CSc. tel.: 224 354 459 e-mail: [email protected] http://people.fsv.cvut.cz/~hajekp/ Ing. Ctislav Fiala tel.: 224 354 473 e-mail: [email protected] http://www.ctislav.wz.cz oba: Katedra konstrukcí pozemních staveb Fakulta stavební ČVUT v Praze Thákurova 7, 166 29 Praha 6

Prickerova cena za rok 2007 byla udělena britskému architektu Lordu Richardu Rogersovi (autor návrhu terminálů na londýnském letišti Heathrow a na madridském letišti Bajaras) za jeho společensky otevřené projekty v oblasti urbanizmu. Slavnostní vyhlašení se bude konat 4. června t. r. v Londýně. www.pritzkerprice.com

36


2/2007


STAVĚT

JAKO VÍTR CONSTRUCTING LIKE THE WIND Světovou jedničkou ve výrobě elektrické energie větrnými elektrárnami se se svými více než dvanácti tisíci už postavenými a dalšími právě budovanými turbínami stává Německo. Je zřejmé, že v takové konkurenci se stavební firmy zaměřené na jejich výstavbu dostávají pod velký tlak investorů, aby zkrátily dobu výstavby větrné elektrárny a minimalizovaly své požadavky na zábor staveniště. Německá společnost Invertect představila inovaci, která zrychluje výstavbu věže větrné elektrárny. Germany leads the world in wind power generation with over 12,000 istalled turbines already and more under construction. Such is the demand that contractors are under pressure from generating companies to shorten the construction period and to minimise the amount of land necessary during the construction.

ny a speciální systém spojování jednotlivých dílů. Jednoduché a praktické řešení zajišťuje efektivitu v přístupu na tuhou a bezpečnou pracovní plochu a snadnou přizpůsobivost měnícím se rozměrům věže větrné turbíny. Vedle technické podpory od HEK Manufacturing a asistence při nutných statických výpočtech, vyrábí Invertect Deutchland k systému i speciálni můstky. Nezbytná certifikace byla systému udělena v testovacích laboratořích TÜV Product Service.

WEC Turmbau GmbH, dceřinná společnost společnosti Enercon, jednoho ze světových lídrů ve výrobě větrné energie, vyvinula novou technologii výstavby věží větrných elektráren z betonových prefabrikovaných dílů, která zkracuje dobu výstavby na několik dnů. Problémem však zůstávalo, jak vyřešit požadovanou bezpečnost práce. Společnost Invertec Deutschland našla řešení, které splňuje kritéria • bezpečnosti práce ve výškách, • schopnosti přizpůsobení se měnícím se rozměrům prefabrikátů, • kapacitní v ekonomické a přesné manipulaci s velmi těžkými prefabrikáty. Navržené řešení užívá dvě HEK MSHF šplhavé pracovní ploši-

ŘEŠENÍ Šplhavá pracovní plošina, v jednoduché konfiguraci podpůrných stožárů s 11 m dlouhou lávkou, je připnuta z obou stran k zárodku věže. Obě jednotky jsou potom spojeny dvěma speciálními můstky zajišťujícími nepřerušovaný přístup po celém obvodu věže. Unikátně tvarované plošiny sledují vnější obvod věže a redukují mezeru mezi budovanou a pracovní konstrukcí na několik milimetrů. Po spojení se plošina chová jako jedna tuhá jednotka. Hliníkové konstrukce můstků zajišťují celkovou tuhost systému za minimální vlastní váhy. Promyšlený příhradový rámový systém lze dle potřeby teleskopicky vysouvat a zasouvat. Jak se rozměry věže mění, jednoduché kolečkové zařízení udržuje odstup plošiny od věže. Senzory na okrajích plošiny aktivují pohonné jednotky, které při pojíždění plošiny podél věže nahoru a dolů svírají nebo naopak rozevírají vzdálenost mezi můstky a tak udržují stálý odstup od budované betonové konstrukce. Minimální šířka plošiny je 1,5 m a spolu s přívodem elektrické energie na její úroveň to dává pracovníkům maximální podporu pro veškeré činnosti spojené s montáží. Krátké kotvičky zajišťují připevnění vodících podpůrných trub-

Obr. 1 3,8 m vysoké prefabrikované díly věže větrné elektrárny připravené k osazení Fig. 1 3,8m high precast concrete elements of wind farm tower prepared for assembling

Obr. 2 Můstky propojující šplhavé pracovní plošiny Fig. 2 Two HEK MSHF mast climbing work platforms connected using specially engineered bridges


2/2007

37


38


kových příhradových stožárů k betonové konstrukci vždy po 8 m. Po usazení segmentu věže na místo je ke stožáru přidána další sekce a celý systém se posune k novému hornímu okraji. Hlavním účelem celého systému je zajistit efektivní a bezpečné usazování betonových segmentů věže ve velkých výškách.

Obr. 3 Pracovní plošina se spojovacími můstky tvoří bezpečnou a tuhou konstrukci, ze které je řízeno osazování těžkých betonových prefabrikátů Fig. 3 The work platforms and the connecting bridges provide a safe, rigid environment from which to guide the heavy precast concrete elements into position

R Y C H LÝ A B E Z P E Č N Ý P O S T U P V současné době pracuje OEHM Bauuntenehmen, subdodavatel WEC Turmbau, na výstavbě čtrnácti věží větrné farmy v Dolním Sasku. Před osazením 8 m vysokého ocelového nástavce na vrchol je třeba sestavit 88 m vysokou věž. Na závěr budou k nástavci připevněny lopatky o průměru 70 m. K obsluze a údržbě všech převodů a soustrojí na vrcholu je do vnitřku věže osazen pracovní výtah. Každá věž sestává z dvaceti tří 3,8 m vysokých prefabrikovaných betonových prstenců. Ve spodní části jsou prstence sestavovány z důvodů snadnější dopravy ze dvou podélných částí. Průměr největšího prstence u paty věže je 7,5 m, nejmenší pod vrcholem má průměr

Obr. 4 Tři nebo čtyři osoby na plošině na vrcholu věže zajišťují usazení prefabrikovaného prvku pomocí mobilního jeřábu Demag AC250 Fig. 4 Three of four people on the work platform at the top of the tower guide the precast elements being lifted into position by a Demag AC250 mobile crane Obr. 5 Teleskopické příhradové podpěry hrají důležitou roli umožňující spojitou změnu tvaru pracovní plošiny dle měnících se rozměrů průřezu věže Fig. 5 The telescopic mast climbing solutoin features adjustable decking shaped to the tower dimensions


2/2007

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G I E S 2,3 m na celou výšku. Segmenty jsou na stavbu dodávány kompletní včetně uvnitř osazených stoupacích příček. Segmenty vážící 18,55 až 30,9 t jsou zvedány a na místo usazovány těžkým mobilním jeřábem s teleskopickým ramenem. K zajištění milimetrové přesnosti ve vodorovném směru při usazování segmentu se užívá laserový paprsek vysílaný středem věže kolmo vzhůru. Nakonec je spára mezi segmenty vyplněna speciální cementovou zálivkou. Z vnějšku je zálivka natlačena do spáry z pracovní plošiny, z vnitřku z koše spuštěného dovnitř věže z jeřábu. Během každého dne je usazeno sedm segmentů, tzn. že celá věž je dokončena během týdne. Pracuje-li osádka od pondělí do pátku, zbývá ještě jeden den na přesun celého zařízení na další místo. Zpoždění během výstavby může být zaviněno špatným počasím. Ačkoliv na platformě lze pracovat i za silného větru, jeřáby přestávají zvedat prvky konstrukce, jakmile rychlost větru dosáhne 8 m/s z důvodů vysokého rizika poškození konstrukce nárazem zavěšeného segmentu. Během výstavby je věnována vysoká pozornost ochraně povrchu jednotlivých prvků, aby nedošlo k narušení jeho vysoké samočistící schopnosti. Ke snížení rizika otisků nebo i poškození od pracovní plošiny jsou vodící kolečka na bočních hranách můstků nahrazena speciálními kolečky, která jsou používána u nemocničních stolků. ÚČINNÉ ŘEŠENÍ V současné době neexistuje jiný efektivnější způsob výstavby věží větrných elektráren z prefabrikovaných betonových prvků.

Pouze šest osob včetně obsluhy jeřábu je na místě potřeba. Čtyři pomáhají na plošině navádět těžký zavěšený prvek na horní okraj předchozího elementu. Čím vyšší je věž, tím více zručnosti je třeba mít. Zejména obsluha jeřábu musí být velmi zkušená a sehraná s pracovníky na plošině, neboť při osazování nevidí na vrchol věže a musí postupovat dle jejich pokynů z vysílačky. Vedle mobilního jeřábu a šplhavé pracovní plošiny je na staveništi potřeba už jen generátor proudu a zásobník na naftu. ÚSPĚCH PRO KAŽDÉHO Díky inovativním inženýrským zkušenostem Intervectu může kdokoliv těžit z dobrého inženýrského řešení. Stavební firma rychlou realizací a nižšími požadavky na počet pracovníků, klient dřívějším počátkem výroby environmentálně čisté energie a farmáři nižším záborem půdy a relativně nízkým zatížením hlukem během stavby. Invertect je přesvědčen, že účinné a efektivní řešení se podařilo vyvinout zejména díky spolupráci s dobrými partnery. Několik systémů již bylo prodáno subdodavatelům WEC Turmbau a společnost očekává další prodeje nejen v Německu, ale i po celém světě. Článek byl poprvé publikován v časopise Concrete Engineering International, vydávaném The Concrete Society, Camberley, UK, Winter 2002, Vol. 6, No. 4, pp. 33-3. Děkujeme anglické redakci za souhlas k českému přetisku. připravila Jana Margoldová

005 5

=5 knxurydÐáÊÏÓÓÓudkdÏ whoÜÝĂÍËÓËËÍÌÊÏÊÓÐ id{ÝĂÍËÓËËÍÌÊÌËÊË lqirÿqhndsÜfrp

zzzÜqhndsÜfrp BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2/2007

39



VYZTUŽENÉ

OPĚRNÉ KONSTRUKCE REINFORCED SOIL RETAINING STRUCTURES PETR HUBÍK S pojmem vyztužená zemina se setkáváme v posledních letech stále častěji. Rozsáhlou oblastí, která zaznamenává prudký vzestup zájmu odborné veřejnosti jsou opěrné konstrukce vyztužené geomřížemi. Příchod zahraničních výrobců i domácí rozvoj přináší potřebné knowhow o této oblasti a vznik nových firem zabývajících se problematikou vyztužování zemin dává celému odvětví nové impulzy, jejichž výsledkem je celá řada moderních staveb realizovaná touto „netradiční technologií“. The term „reinforced soil“ is currently used more and more. Retaining structures reinforced by geogrids attract interest of civil engineers and investors. Activities of foreing producers as well as international research and developement brought new ideas and know-how to this field. These impulses allow apperance of new companies and consequently long list of new structures built up by this technology. PRINCIP VYZTUŽENÝCH KONSTRUKCÍ Hlavní funkcí výztuže v opěrných konstrukcích (tj. opěrných zdech, mostních opěrách atd.) je přenášet porušující síly z oblasti porušení do stabilní oblasti. Geomříže zajišťují stabilitu vyztuženého zemního bloku, kdy aktivní síly nejsou přenášeny na obklad, a ten řeší jen estetiku konstrukce a zajišťuje protierozní ochranu. OPĚRNÉ KONSTRUKCE Vyztužená zemina se používala k výstavbě opěrných systémů od nepaměti. Nejednalo se pochopitelně o vyztuženou zeminu v dnešním smyslu slova, ale o konstrukce založené na stejném principu. Opěrné konstrukce jsou snad nejviditelnějším použitím vyztužené zeminy. Obklopují nás na každém kroku, denně se setkáváme s jejich proměnlivou podobou, ale jen odborníci rozeznávají konstrukce zdí postavené za použití vyztužené zeminy. Je to pochopitelné, protože každá opěrná zeď vystavuje na obdiv svůj vnější vzhled a statický systém zůstává skryt někde uvnitř. A právě estetický vzhled patří kromě nízké ceny k největším přednostem opěr40

ných konstrukcí z vyztužené zeminy. Díky svému statickému působení není totiž té viditelné části, tedy líci konstrukce přisuzována statická funkce, a může tedy být vytvořen prakticky z čehokoliv, nejčastěji z betonu. Konstrukce zdí z vyztužené zeminy mají některé praktické výhody oproti „klasickým“ zdem. Jedná se zejména o minimální nároky na založení, necitlivost vůči sedá-

ní a velmi rychlou dobu výstavby. Proto se často používají ve špatných základových podmínkách a v kombinaci s výstavbou zemních těles silnic, dálnic a železnic. Účelu použití a velikosti zdi se přizpůsobuje i vzhled líce tak, aby co nejlépe vyjadřoval charakter stavby. Mostní křídla a opěry V mnoha částech světa jsou vyráběny

Obr. 1 Řez opěrnou zdí s lícovými tvarovkami vyztuženou geomřížemi Fig. 1 Cross section of retaining wall with modular face block reinforced by geogrids Obr. 2 Typický řez jednoduchou a kaskádovitou mostní opěrou Fig. 2 Typical cross sections of simple and stepped reinforced soil bridge abutments Obr. 3 Přehled typů betonových lícních pohledových prvků Fig. 3 The selection of possible facing types


2/2007


a)

Obr. 4 Zabudované zárodky geomříží Tensar na rubové straně děleného panelu a), b) Fig. 4 Tensar geogrid starters embedded in incremental concrete panel a), b)

b)

prefabrikované betonové bloky, umožňující vytvoření estetických a jednoduše sestavitelných líců opěrných stěn a mostních opěr. V České republice se nejčastěji používají drobné štípané betonové bloky a prefabrikované betonové panely. K vyztužování opěr s pevným lícem se téměř výhradně používají geomříže, které se u drobných betonových tvarovek připojují do spár pomocí speciálních konektorů. Do betonových panelů větších rozměrů se pak přímo ve výrobně umísťují zárodky geomříží, které jsou při výstavbě napojovány speciální spojkou na projektovanou délku geomříže. Při větších výškách opěr je vhodné použít členění do jednotlivých stupňů, které umožňují lepší obsluhu a údržbu konstrukce a zároveň vytvářejí prostor pro osázení vegetací. Výběr lícních prvků Výběr lícních pohledových prvků závisí na konečné funkci konstrukce a její projektované životnosti. Návrhová životnost většiny důležitých staveb je delší než sto let. Z tohoto důvodu je zapotřebí, aby odolnost a životnost čel byla stejná jako životnost vyztužených zemin. Tento požadavek však není důvodem, aby čela byla unifikována nebo nevzhledná. V České republice je běžně používáno několik typů čel. Mezi nejpoužívanější patří • betonové panely na plnou výšku • velkoplošné betonové panely • blokové systémy z drobných betonových tvarovek ad. Panely na výšku a velkoplošné dělené panely Panely kryjí celou výšku konstrukce a jsou vyrobeny se zabudovanými zárodky geomříží na rubové straně. Po osazení panelu je projektovaná délka geomříže jednoduše napojena k zárodku plnohodnotným spojem. Panelové formy jsou navrženy tak, aby umožňovaly zhotovení mnoha atraktivních provedení čel.

Obr. 5 Mostní opěra z panelů na výšku, silnice R52 RajhradPohořelice Fig. 5 Full-height panel bridge abutment, main road R52 Rajhrad - Pohořelice Obr. 6 Nejvyšší opěrná zeď z vyztužené zeminy v České republice, přeložka silnice I/7 Chomutov-Křimov, velkoplošné dělené panely kotvené jednoosými geomřížemi Tensar Fig. 6 The highets geogrids reinforced retaining wall in Czech Republic, main road I/7 Chomutov – Křimov, incremental concrete panel wall with uniaxial geogrids Tensar Obr. 7 Výstavba opěrné zdi z velkoplošných dělených panelů kotvených monolitickými geomřížemi, dálnice D47 v Ostravě Fig. 7 Construction of incremental concrete panel wall with Tensar uniaxial geogrids, motorway D47 in Ostrava BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2/2007

41



Obr. 8 Opěrné zdi z blokového systému z betonových tvarovek na silnici Tošanovice–Žukov, délka zdí je přes 100 m Fig. 8 Modular block retaining walls, main road Tošanovice – Žukov, length of walls is more than 100 m Obr. 9 Mostní křídla z blokového systému z betonových tvarovek na železniční trati Třebovice–Rudoltice Fig. 9 Bridge wings made of modular block, railway track Třebovice – Rudoltice Obr. 10 Opěrné zdi podjezdu železničního koridoru Česká Třebová – Zábřeh u obce Damníkov Fig. 10 Underpass under railway corridor Česká Třebová – Zábřeh near village Damníkov

Blokové systémy z drobných betonových tvarovek Prefabrikované betonové bloky umožňují vytvoření estetických a jednoduše sestavitelných líců opěrných stěn. Hlavním rysem těchto systémů je vysoká účinnost spojení mezi čelním blokem a geomříží Tensar. Bloky jsou vyráběny z betonu vysoké kvality různých barev, vzorů a provedení. Z architektonických důvodů některé systémy umožňují i jednoduché připojení zděné fasády ke konstrukci použitím spojek z nerezavějící oceli. Nabízená řešení poskytují projektantům mnoho možností, ze kterých si mohou vybrat výslednou pohledovou úpravu konstrukce. Geometricky může být konstrukce buď přímá nebo zakřivená, v příčném řezu jako svislá, šikmá nebo stupňovitá. Dalšími výhodami používání těchto lícních prvků jsou jednoduchá manipulace nevyžadující použití speciálního zvedacího zařízení a výstavba bez použití dočasných podpěrných konstrukcí. Pokládka pohledových lícních prvků, geomříže i výplně jsou součástí jednoho konstrukčního procesu. Výsledkem je rychlý postup bez požadavků na speciální mechanizaci či kvalifikovanou pracovní sílu. H L AV N Í V Ý H O DY V Y Z T U Ž E N Ý C H O P Ě R N Ý C H K O N S T R U K C Í • rychlá výstavba bez klimatických omezení, jednoduché provádění, ruční práce • kombinace zdění a zásypu se zhutněním • nižší náklady proti klasickým zdem • trvanlivost bez nároků na údržbu • tolerance vůči nerovnoměrnému sedání, jednoduché založení • možnost použití místní zeminy • malé napětí v základové spáře odbourává nákladné úpravy podloží • výběr estetických povrchových úprav Ekonomické porovnání I toto téma je neodmyslitelnou součásti návrhu každé konstrukce. O vyztuženém zeminovém bloku můžeme říci, že získáváme nejen bezpečnou, estetickou, ale i ekonomickou konstrukci. Důkazem jsou studie provedené u nás i v zahraniční. Jednou z porovnávacích studií, je práce [1], kde bylo provedeno srovnání úhlové železobetonové zdi, vyztužené zeminové konstrukce a svahu pro Obr. 11 Srovnání konstrukčních nákladů různých typů opěrných zdí Fig. 11 Comparison of construction costs of different types of retaining walls

42


2/2007

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G I E S výšku 8,6 m. Studie ukázala, že dochází ke snížení nákladů u vyztužené zeminové konstrukce oproti železobetonové konstrukci o 32 % a u svahu o 7 %. Z ÁV Ě R V závěru článku bych chtěl shrnout rozdíl mezi vyztuženou zeminovou a klasickou konstrukcí. V posledních letech se často setkáváme s rekonstrukcemi opěrných konstrukcí, které je nutné opravovat buď s ohledem na jejich stáří nebo vlivem poškození od povodní popř. jiných vlivů. Jedním z důležitých faktorů při jejich rekonstrukci je doba opravy (např. opěrné konstrukce při liniových stavbách). Použití vyztužených opěrných konstrukcí umožní významné zkrácení doby opravy. Jedním z důvodů urychlení je odstranění mokrého procesu a malé nároky na speciální stavební mechanizaci. Při zakládání klasické opěrné konstruk-

ce (zdi, mostní opěry) na málo únosném podloží se většinou používá hlubinných prvků. Tento způsob zakládání však u vyztužených opěrných konstrukcí odpadá. Vyztužený zeminový blok je ze své podstaty necitlivý vůči diferenciálnímu sedání a jeho použití je proto možné na téměř jakémkoliv podloží. Výhodou těchto konstrukcí je možnost použití téměř libovolného zásypového materiálu. To je ceněno v případech, kdy je na stavbě nebo jeho blízkosti nedostatek kvalitního zásypového materiálu. Jedná se zejména o sanaci sesuvů s využitím sesunutého materiálu s přehozením materiálu na místě. Technologie provádění umožňuje kombinovat geomříže s různými typy pohledových úprav lícních prvků v závislosti na místních podmínkách. Lze použít železobetonové panely na plnou výšku nebo různobarevné tvarovky s povrchovou úpravou ad.


2/2007

Literatura: [1] Paul J.: Economics and construction of blast embankments using Tensar geogrids, Polymer grid reinforcement, Thomas Telford Limited, str. 191-197, 1985, London

Ekonomika návrhu a výstavby je významnou položkou při celkovém hodnocení navržené konstrukce. A právě vyztužené opěrné konstrukce jsou typem, které dovedou tento požadavek v mnoha případech splnit. Ing. Petr Hubík GEOMAT, s. r. o. Tuřanka 115, 627 00 Brno tel.: 548 217 047 e-mail: [email protected] www.geomat.cz Text článku byl posouzen odborným lektorem.

43

VĚDA

A

VÝZKUM

VLIV

MODIFIKAČNÍCH PŘÍSAD NA OBJEMOVÉ ZMĚNY ČERSTVÝCH CEMENTOVÝCH PAST MODIFICATION ADDITIVES AND THEIR INFLUENCE ON VOLUME CHANGES OF FRESH CEMENT PASTES JIŘÍ LITOŠ Jedním z typických aspektů chování základových desek a podzemních stěn jsou poruchy způsobené vznikem trhlin během procesu hydratace. Objemové změny v raném stádiu, charakterizované přeměnou látky z kvazikapalné do tuhé fáze, mají základ v tvorbě a dalším rozvoji trhlin. One of the typical aspects of foundation slabs and diaphragm walls are the failures due to appearance of cracks during hydratation processes. The volume changes in the early stage characterized by the transition of matter from quasi-brittle to solid state lie at the root of creating and further propagation of cracks. Nároky na stavební konstrukce a jednotlivé stavební prvky jsou z důvodu technického rozvoje rok od roku vyšší. Stavební konstrukce představují velice složitý systém nosných a nenosných prvků, kdy životnost je jednou z jejich nejdůležitějších vlastností, a ta je dále ovlivňována velkým množstvím faktorů. Mezi tyto faktory patří statické a dynamické zatížení konstrukce, působení vlivu okolního prostředí, jako např. změna teploty a vlhkosti, nebo vliv agresivního prostředí apod. Až donedávna byla za nejdůležitější vlastnost betonu považována mechanická pevnost, bez ohledu na mikrostrukturu. Dnes jsou již k dispozici betony s velmi vysokou pevností a ukazuje se, že stav velkého množství těchto betonových konstrukcí se zhoršuje rychleji, než se očekávalo. Do popředí se tak dostává zájem o trvanlivost betonu, jejíž zkoumání se již neobejde bez znalosti jeho mikrostruktury. Jedním z hlavních faktorů ovlivňujících trvanlivost betonových konstrukcí je vznik a rozvoj trhlin vznikajících ve stádiu tuhnutí a tvrdnutí (fáze hydratace). Především to platí pro vysokopevnostní betony a masivní betonové konstrukce. Protože časnou tvorbu trhlin ovlivňují rozličné vzájemně propojené faktory, které mají vliv i na hydratační proces a průběh napětí a namáhání, je chování betonu velice složité a prozatím nebyla vytvořena žádná racionální metodika jeho kontroly a řízení. Na druhé straně však požadavky na vysokou pev44

nost a masívnost betonových konstrukcí stále rostou, a to i přes četné potíže s trvanlivostí. Proto je nevyhnutelné navrhnout ucelenou metodiku, která by zajistila funkčnost a bezpečnost zmíněných konstrukcí. Příspěvek uvádí přehled současného stavu výzkumu mechanizmů spojených s tvorbou trhlin v raných stádiích a nové metody užívané k omezení jejich rozvoje. OBLAST POUŽITÍ Výsledky výzkumu poslouží při návrhu základových desek a obecně při návrhu všech plošných betonových konstrukcí značné tloušťky. Obdobný postup je aplikovatelný i na podzemní stěny. Tyto konstrukce dosahují často značných objemů, které způsobují problémy spojené s vývinem hydratačního tepla a následně s propagací trhlin. Vhledem k tomu, že dosažením objemové stálosti dojde k výraznému omezení vzniku trhlin, budou takovéto plošné konstrukce vhodné i pro použití v agresivních prostředí, neboť ocelová výztuž bude proti agresivním látkám chráněna kompaktním betonem. METODICKÝ A KONCEPČNÍ PŘÍSTUP Objemové změny v betonu jsou většinou vyšetřovány pomocí dilatometrických snímačů, které jsou aplikovány na již tuhé zkušební vzorky. Z toho plyne, že objemové změny vyvolané procesem tuhnutí není možno zaznamenat. V tomto stádiu vzniká krystalická mikrostruktura, začíná se rozvíjet autogenní smršťování a objevují se první trhlinky, které tak ovlivňují konečný stav betonových vzorků a konstrukcí. Použité měření objemových změn silikátových kompozitů na bázi cementu pomocí laserových senzorů je principiálně novou metodou umožňující postihnout jak chování cementových past, tak betonů během doby tuhnutí. Cementové pasty byly uloženy do válců ze zvlněné gumy („vlnovců“) [1], které mají zanedbatelnou tuhost v podélném směru (obr. 1). Poddajnosti válcové a vlnovcové formy vyrobené ze stejného materiálu o shodném průměru i tloušťce stěny byly porovnány výpočtem [4]. Bylo zjiště-

no, že poddajnost v podélném směru je u vlnovcové formy cca stodvacetkrát příznivější. Metoda, při které nedochází k přímému kontaktu mezi čidlem a čerstvým vzorkem, umožňuje objektivně a velmi přesně zachytit chování prvků během jejich tuhnutí (procesy smršťování i nabývání). Doba, po kterou byl vzorek sledován v pryžové vlnovcové formě, byla stanovena mezi jedním až pěti dny, kdy se předpokládá průběh autogenního smrštění. Vývoj hydratačního tepla byl kontinuálně měřen pomocí polovodičových teploměrů. Pro měření těchto objemových resp. délkových změn byly použity laserové snímače optoNCDT ILD1400-5 využívající principu optické triangulace. Viditelný modulovaný světelný bod je promítán na cílovou plochu, kterou je v našem případě mosazná leštěná destička položená na fólii umístěné na povrchu zkoumaného vzorku (obr. 1). Destička plní funkci jakéhosi zrcadla pro odrážení optického paprsku vysílaného snímačem. V některých případech docházelo k mírnému naklánění destičky vlivem vzniku novotvarů na povrchu vzorku během procesu hydratace. Použité snímače tento jev do jisté míry eliminují, kdy úhly sklonu cíle kolem os x a y menší než 5° mají rušivý vliv pouze u povrchů s vysokou odrazivostí. Úhly sklonu mezi 5° a 15° vedou ke zjevné změně vzdálenosti přibližně o 0,5 % rozsahu měření a úhly sklonu mezi 15° a 30° vedou ke zjevné změně vzdálenosti přibližně o 1 % měřicího rozsahu. Použitím těchto snímačů byly vyloučeny některé negativní vlastnosti předchozích vývojových metod aparatury, zejména co se týče závislosti měřících snímačů na teplotních a vlhkostních parametrech okolního prostředí měřených vzorků (provozní vlhkost 0 až 95 %, provozní teplota 0 až 55 °C, povolené okolní světlo 4 000 lx). Odpadá také nutnost kalibrace jednotlivých snímačů při každém měření, což není samozřejmostí u všech metod. Měření smršťování vysycháním bylo provedeno standardními metodami pomocí inklinometrů. Vzorky byly uloženy jak za přirozené, tak stoprocentní vlhkosti (Rh = 100 %).


2/2007

VĚDA

Obr. 1 Aparatura pro bezkontaktní měření objemových změn umístěná v termostatu Fig. 1 Device for contactless measuring of volume changes placed in the thermostat


%>D/ e+! !1S[7" #@e+! '>> e+!

2{ZY]dth[\OI[[[K

%AbOQVS[S\b ' e+ #

!

'Dt^S\SQ#e+!! # $ % ! AbOQVS[S\b '>D/ e+ $ &

"

!

vOaIV]RK

Obr. 3 Vývoj teploty během hydratace Fig. 3 Evolution of the temperature during hydration

$ %>D/ e+! !1S[7" #@e+!

#

'>> e+!

BS^Z]bOdh]`YcI1K

%AbOQVS[S\b ' e+ # 'Dt^S\SQ#e+!! ! AbOQVS[S\b '>D/ e+ $

"

!

!

"

#

$

%

&

vOaIV]RK

RSTAB RFEM

Řada přídavných modulů Rozsáhlá knihovna profilů Snadné intuitivní ovládání 6 500 zákazníků ve světě Nová verze v českém jazyce Zákaznické služby v Praze

Ing. Software Dlubal s.r.o. Anglická 28,120 00 Praha 2 Ing. Software

Dlubal 2/2007

Inzerce 96,5x132 zrcadlo (Beton 1 1

Tel.: +420 222 518 568 Fax: +420 222 519 218 E-mail: [email protected]

Program pro výpočet konstrukcí metodou konečných prvků

Statika, která Vás bude bavit ...

www.dlubal.cz

Program pro výpočet rovinných i prostorových prutových konstrukcí

Demoverze zdarma ke stažení

VÝSLEDKY ŘEŠENÍ Hlavním bodem výzkumu bylo sledování objemových změn samotných cementových past nebo modifikovaných různými přísadami, a to v období tuhnutí a tvrdnutí. Zájem byl zaměřen na zjištění velikosti autogenního smrštění. Pro každou zamíchanou cementovou směs byly měřeny objemové změny, a to minimálně v období prvních 48 h. Ve všech případech se jednalo o autogenní smrštění, neboť vzorky byly uloženy v pryžové vlnovcové formě a povrch vzorků byl zakryt fólií nepropustnou pro vodu a vodní páru. Takto ošetřené vzorky byly upevněny do měřící stolice a byly uloženy v termostatu, který zajišťoval stálé teplotní podmínky nejen během jednoho měření, ale také u všech měřených směsí. K popisu chování velmi mladých cementových past, jmenovitě jejich odezvy na hydratační procesy, byla připravena a analyzována sada několika různých směsí. Pozornost byla věnována použití různých druhů cementu (CEM I 32,5R, CEM I 42,5R, CEM I 52,5R), superplastifikátorů (Addiment BV4, Stachement 2000, 2090, Melcret 500FM, Glenium 505), mikrovláken (PP, PVA), příměsí (mikrosilika, vápencová moučka, popílek z vysokopecní

VÝZKUM

Obr. 2 Průběh objemové deformace Fig. 2 Development of volume deformation

Zbytková vlhkost vzorku po ukončení hydratace je důležitou charakteristikou, která může mít škodlivý dopad na konečnou pevnost cementových past a betonů. Měření zbytkové vlhkosti je dosti složitým úkolem, který je v tomto případě vyřešen pomocí speciálního dielektrického snímače [2, 3]. Mechanické vlastnosti materiálu jako celku závisejí na vlastnostech jednotlivých složek a jejich uspořádání. Mikroskopické zkoumání se tak stává nepostradatelným nástrojem, který nám dovoluje analyzovat mikroskopické parametry a chemické charakteristiky základních částic a popsat změny, kterým byl materiál podroben během výroby. Konečně diferenciální termická analýza (DTA) spočívá v určení fyzikálních a chemických parametrů látky v závislosti na teplotě. Na základě termických křivek lze odvodit objemové podíly jednotlivých minerálů a zejména množství nezhydratovaných částic cementu zkoumaného vzorku. Příspěvek se týká pouze nejdůležitější části výzkumu, a to měření objemových změn v počáteční fázi tuhnutí a tvrdnutí cementových kompozitů.

A

45 20.9.2006 8:31:45

S TĚ AD VAE BA N VÍ Ý KZ OK U V NM STRUKCE

Obr. 4 Úbytek vlhkosti během hydratace Fig. 4 Loss of the water during hydration

!1S[Z" #@e+!

'

%AbOQVS[S\b ' e+ #

ÖPgbSYdZVY]abWIK

'Dt^S\SQ#e+!! ! AbOQVS[S\b '>D/ e+ $

&

%

$

#

!

"

#

$

%

&

Literatura: [1] Hošek J.: Měření počátečních objemových změn betonu v pryžové vlnovcové formě, Stavební výzkum, 3, 1986, str. 28–32 [2] Kuráž V., Matoušek J., Litoš J.: Měření vlhkosti betonových vzorků dielektrickou metodou. Stavební obzor 9, 2000, č. 2, str. 51–54 [3] Kuráž V., Matoušek J.: Ověření plošných elektrod pro dielektrické měření vlhkosti porézních materiálů, Stavební obzor 4, 2005, str. 107–113 [4] Litoš J.: Objemové změny betonu ve fázi tuhnutí, Disertační práce, Praha, 2006, 160 s.

vOaIV]RK

strusky) a samozřejmě různým hodnotám vodního součinitele w, viz tab. 1. Označení směsi 17 CEM I 42,5 R x PVA vlákna 2 PP vlákna Stachement 2090 Vápencová moučka Vodní součinitel 0,3

19 x

27 x

29 x

30 x

32 x 2

2 2% 0,3

0,25

1% 5% 0,33

0,32

0,26

Pro porovnání účinku jednotlivých komponent byla vybrána sestava šesti směsí obsahující CEM I 42,5R, Stachement 2090, PP, PVA a vápencovou moučku. Z obr. 2 je vidět, že největších objemových změn bylo dosaženo při použití superplastifikátorů obecně. Příměsi způsobují vyšší náchylnost cementových past k tvorbě prvních trhlin. Naopak použití PP a PVA mikrovláken snižují autogenní smršťování a snižuje se riziko tvorby a propagace trhlin. Katalyzátor H-Krystal vykazuje podobně příznivý účinek. Z výsledků délkových změn bylo dále odvozeno, že vyšší pevnostní třída cementu znamená větší objemovou změnu v počáteční fázi tuhnutí cementu. Tento jev je zřejmě způsoben zastoupením jednotlivých minerálů ve složení cementu, zejména pak C3S a C4AF [4]. Dalším zkoumaným parametrem byl vliv vodního součinitele, v našem případě ve sledovaných hodnotách 0,3 – 0,32 – 0,34, kdy je cementová pasta ještě ve vhodné a zpracovatelné konzistenci. Výsledkem bylo očekávané zjištění, že vyšší vodní součinitel značí snížení velikosti smrštění [4]. Pokud jde o účinek přísad a příměsí na vývoj teploty, bylo zjištěno, že PP a PVA vlákna snižovala teplotní maxima, zatímco dopad superplastifikátorů byl spíše škodlivý (vzestup teploty vlivem hydratace) – viz obr. 3. Porovnání teploty je vztaženo 46

k počátku hydratace, nikoli k době zamíchání směsi. Je třeba zdůraznit, že použití zkoumaných superplastifikátorů posouvá maximum teploty zhruba o 3 h. Katalyzátor HKrystal vykazuje podobný, byť poněkud slabší zpožďovací efekt. Obr. 4 ukazuje účinek přísad a příměsí na vývoj množství volné zbytkové (nikoli chemicky vázané) vody. Velmi vysoké úrovně vlhkosti (kolem 75 %) jsou zdrojem výrazného vzniku smršťovacích trhlin. Takto vysoká zůstatková procentuální vlhkost ze záměsové vody byla dosažena téměř u všech modifikačních příměsí. Porovnávané průběhy úbytků vlhkosti jsou částečně zkreslené, protože se nejedná o absolutní zůstatek vlhkosti ve směsi a je třeba v tomto ohledu brát zřetel na velikost vodního součinitele. Po přepočtu na absolutní zůstatkovou vlhkost se negativně projevily směsi s použitím mikroplniv, u kterých byla vlhkost ve vzorcích nejvyšší a lze u nich očekávat největší objemové změny od vysychání. Nejlépe se v tomto ohledu projevily směsi bez použití modifikačních přísad pouze se samotným pojivem. Z ÁV Ě R Výzkum přináší ucelený pohled na objemové změny cementových past a betonů, a to především v období tuhnutí, kdy směs přechází z kvazikapalné formy na pevnou formu a teprve se začíná tvořit pevná vnitřní struktura. Tuhnoucí směsi jsou v tomto období velmi náchylné k vzniku a rozvoji trhlin, protože pevnost v tahu dosahuje v této etapě velmi nízkých hodnot. Dokázaná existence a naměřené velikosti autogenního smrštění ukazují, že objemové změny v tomto období jsou pro tvorbu trhlin v konstrukci zásadní. Sledované faktory často zapříčiňují vznik závažných trhlin v betonových deskách nebo stěnách sta-

vebních konstrukcí. Výzkum dále ukazuje a objasňuje procesy probíhající během hydratace, tedy během přechodu z kvazikapalné fáze hmoty na fázi pevnou. Při znalostech časových průběhů uvolňování hydratačního tepla z pojiva a z průběhů objemových změn od autogenního smrštění, či ze znalosti úbytků vlhkosti spotřebované procesem hydratace lze do budoucna vytvořit modelováním např. velikost objemových změn tuhnoucího betonu na základě vstupních parametrů surovin a vodního součinitele či teplotní průběhy v kritických místech objemné konstrukce. Vhodným rozložením a plánováním postupu betonáže tak bude možné omezit výskyt nepříznivých zvýšených teplot, které by mohly ohrozit užitné vlastnosti stavebního díla i fyzikální vlastnosti samotného betonu z hlediska požadované životnosti konstrukce. Do budoucna je nutné prozkoumat větší množství používaných modifikačních přísad, neboť tento výzkum sledoval jen část přísad používaných v praxi. Rozdílných výsledků se může dosáhnout i při použití stejného druhu suroviny od různých výrobců. Pro další výzkum zjištění vlivu jednotlivých surovin je třeba také rozšířit měření z cementových past na kompletní betonové směsi s použitím všech příměsí a kameniva, a to na vzorcích adekvátní velikosti. Článek je součástí řešení projektu č. 103/04/1291 GAČR. Text článku byl posouzen odborným lektorem

Ing. Jiří Litoš, Ph.D. Fakulta stavební ČVUT v Praze Thákurova 7, 166 29 Praha 6 tel.: 224 355 429, fax: 224 353 843 e-mail: [email protected]


2/2007

VĚDA

K

NEDOŽITÝM

95.

NAROZENINÁM

V prosinci 2006 skonal v Praze v polovině devadesátého pátého roku věku pan Ing. František Bouma. Patřil mezi pedagogy vyšších průmyslových škol, kteří dokázali mnohé studenty pro zvolený obor zapálit a svědomitě je připravit na život. František Bouma se narodil v roce 1912 ve východočeském Kostelci nad Orlicí, kde také absolvoval reálné gymnázium. Po vysokoškolských studiích v Praze a vojenské prezenční službě nastoupil ve svém rodném městě u soukromé stavební firmy Ing. Novotný, provádějící regulační vodní a mostní stavby. V polovině okupace, kdy byl vydán zákaz přijímání kantorů na české průmyslové a vysoké školy, nastoupil Ing. Bouma na učňovské škole v Čáslavi. Od roku 1945 vyučoval odborné předměty na Vyšší průmyslové škole stavební v Hradci Králové a současně pracoval jako projektant v hradeckém Stavoprojektu. Začátkem padesátých let byl Ing. František Bouma pro své politické a hluboce náboženské přesvědčení perzekvován. Represe vyvrcholily v roce 1953, kdy byl Ing. Bouma přeložen na nově založenou Vyšší průmyslovou školu železniční stavební do Letohradu (později byla přejmenována na Železniční školu stavební).

A

VÝZKUM

ING. FRANTIŠKA BOUMY

Přes odloučení od rodiny a velmi skromné ubytovací podmínky se Ing. Bouma bez známky hořkosti plně věnoval výuce základních odborných předmětů: stavební mechanice, betonu, pozemnímu stavitelství a dřevěným a ocelovým konstrukcím. Při výuce bylo zřejmé, že za katedrou stojí člověk, který dané látce dobře – i z praxe – rozumí, a proto ji dovede vysvětlit, výsledky své práce je schopen si spolehlivě ověřit a zejména pak správnou známkou spravedlivě ocenit. Po čtyřech letech „vyhnanství“ od rodiny se Ing. Bouma v roce 1957 vrátil zpět do Hradce Králové a pokračoval ve výuce na VPŠS až do svého odchodu do důchodu v roce 1972. Poté, již v penzijním věku, pracoval neúnavně až do roku 1982 jako projektant v Lesoprojektu, kde využíval svých bohatých zkušeností. Jako pedagog byl Ing. František Bouma zásadový a nesmlouvavý, obávaný i oblíbený. Své povolání pedagoga bral jako poslání a své žáky měl rád. Odešel vzácný člověk, výborný odborník a pedagog. Vedle pocitu vděčnosti zachovají si všichni jeho žáci na Ing. Františka Boumu trvalou a krásnou vzpomínku. Ing. Josef Kubíček, CSc.

Vaše spojení s vývojem nových technologií DODATEČNÉ PŘEDPÍNÁNÍ • mostních konstrukcí • konstrukcí budov • sil, nádrží a zásobníků • mostní závěsy • bezesparé podlahy • spínání budov • prodej předpínacích tyčí TECHNOLOGIE • manipulace s těžkými břemeny • výsuv mostních konstrukcí • letmá betonáž • mostní segmenty GEOTECHNIKA • opěrné stěny • trvalé zemní kotvy VSL_inzerce_A5sirka.indd 1


POZOR ! ZMĚNA ADRESY: VSL SYSTÉMY (CZ), s.r.o. V Násypu 339/5, 152 00 Praha 5 tel: +420 251 091 680 fax: +420 251 091 699 e-mail: [email protected], http://www.vsl.cz 8.3.2007 14:35:13

2/2007

47

VĚDA

A

VÝZKUM

MEZINÁRODNÍ

KONFERENCE

Ve druhé polovině ledna 2007 se v areálu Fakulty stavební VUT v Brně konala již 9. odborná konference doktorského studia s mezinárodní účastí Juniorstav 2007. V letošním roce byla organizace konference v rukou studentů z Ústavu betonových a zděných konstrukcí, Ústavu stavebního zkušebnictví a Ústavu kovových a dřevěných konstrukcí. Konference je určena pro studenty doktorského studijního programu z České republiky i ze zahraničí. V rámci konference získávají studenti příležitost pro publikaci výsledků své vědecko-výzkumné činnosti, jejich prezentaci před veřejností i k diskusi o daných problémech. V průběhu konference mohou navázat kontakty s kolegy z domácích i zahraničních vysokých škol a univerzit, získat nové přátele, navázat spolupráci s praxí. Juniorstav 2007 svým rozsahem pokryl celou oblast stavebnictví. Ročník 2007 byl dle oborů rozčleněn do dvaceti sekcí. Od prvního ročníku konference, který se konal v roce 1999, počet účastníků výrazně vzrostl. Letošní devátý ročník konference se setkal s velkým ohlasem u studentů technických univerzit z České republiky i ze zahraničí (Slovensko, Polsko, Německo, Rakousko, Rumunsko, Japonsko) a přihlásilo se do něj téměř čtyři sta přispěvatelů. Velký zájem o akci projevily firmy působící v oblastech stavitelství, které tuto konferenci podpořily finančně. Nosným tématem 9. ročníku byla problematika začlenění mladých vědeckých pracovníků do vědecko-výzkumné činnosti na pracovištích stavebních fakult při řešení aktuálních problémů – teorie spolehlivosti nosných stavebních konstrukcí, progresivní konstrukční materiály a jejich aplikace v inženýrském stavitelství, modernizace silniční a železniční sítě, rozvoj metod ve stavebním zkušebnictví, nízkoenergetické domy ad. Na závěr konference byly tradičně v jednotlivých sekcích vybrány nejlepší příspěvky. Vítězným příspěvkem v sekci 2.1 Konstrukce betonové a zděné se stal příspěvek Ing. Michaly Hrnčířové „Plochý oblouk předepnutý vnějšími kabely“, který byl oceněn i Českou betonářskou společností. Dalšími oceněný48

JUNIORSTAV 2007

mi ČBS se stali Ing. Petr Slepička za příspěvek „Zesílení excentricky zatíženého základu pomocí dodatečného předpětí lany Monostrand a Ing. David Horák za příspěvek „Vliv teplotní degradace na externí lepenou výztuž“. Věříme, že se akce, již tradičně zakončená společenským večerem v reprezentačních prostorách fakulty, líbila všem účastníkům i zástupcům z řad sponzorů, a že se v příštím roce sejdou účastníci na Juniorstavu 2008 minimálně v takovém počtu jako letos. P LO C H Ý

O B LO U K P Ř E D E P N U T Ý

V N Ě J Š Í M I K A B E LY

V současné době probíhá na Ústavu betonových a zděných konstrukcí Fakulty stavební VUT v Brně výzkum vlastností a chování vysokopevnostního betonu (HPC). Tato práce se zabývá využitím HPC pro návrh lávky pro pěší s mostovkou ve tvaru plochého oblouku podepřenou visutým kabelem. Lávka je charakterizována netypickým konstrukčním uspořádáním, spojujícím v jedné konstrukci předpjatý pás ve tvaru plochého oblouku a předpětí vnějšími kabely, a také velmi netradičním postupem výstavby. Hlavním úkolem práce bylo ověření geometrických proporcí konstrukce ve vztahu k tuhosti celé konstrukce, průkaz statické a dynamické odezvy konstrukce na zatížení a získání úplné představy o působení konstrukce ve všech fázích výstavby a v provozu. Mostovka má v podélném směru tvar paraboly 2. stupně, v půdoryse je přímá. Sestává z prefabrikovaných betonových segmentů délky 3 m, k nimž je zespod spřažena dvojice trubek pro předpínací kabely, které sledují geometrii mostovky. Betonový pás mostovky je podepřen šesti čtveřicemi ocelových vzpěr kruhového průřezu. Spojení s mostovkou je zajištěno kloubově čepovým spojem. Visutý kabel je lomený, v místech připojení vzpěr prochází přes sedla tvořená ocelovou trubkou.

Obr. 1 Vizualizace konstrukce

Citlivost konstrukce na jednotlivé typy zatížení (a zejména na dynamické zatížení) byla nejprve zjišťována analýzou vlastních tvarů kmitu a jim příslušných frekvencí. Dále byla konstrukce buzena kmitáním, simulujícím pohyb chodců. Výsledky analýzy ukázaly, že největší výchylky konstrukce je dosahováno vždy vprostřed rozpětí při frekvenci budící síly rovné první vlastní frekvenci konstrukce. Postup montáže konstrukce je navržen tak, aby bylo možno celou lávku smontovat bez mezilehlých podpěr nebo skruže, a tedy bez zásahu do prostoru překračované překážky. Do konečné polohy je mostovka vyzdvižena dopnutím spodního vnějšího kabelu a následně je zmonolitněna. Ing. Michala Hrnčířová, FAST VUT v Brně, ÚBZK, e-mail: [email protected]

ZESÍLENÍ

E X C E N T R I C K Y Z AT Í Ž E N É H O

Z Á K L A D U P O M O C Í D O D AT E Č N É H O

MONOSTRAND Průmyslový závod disponuje starou průmyslovou halou. Se změnou výrobního programu byla původní zděná konstrukce doplněna o ocelovou vestavbu jeřábové dráhy s nosností 12,5 t. Sloupy jeřábové dráhy jsou vetknuty do subtilních základových patek podepřených dvojicí zemních hřebů – mikropilot. V důsledku velkého rozvoje výroby nastal požadavek na manipulaci s břemeny o hmotnosti 25 t. Závod si objednal několik nezávislých statických posudků, které shodně konstatovaly, že nosnost jeřábové dráhy je limitována únosností základové konstrukce. Zákazník stál před rozhodnutím, zda celou halovou konstrukci zbourat a postavit novou či nalézt řešení, jak zvýšit únosnost základů jeřábové dráhy. Základové konstrukce sloupů jsou tvořeny dvojicí mikropilot převázaných subtilní základovou patkou. Jeřábová dráha je vůči mikropilotám uložena excentricky, takže svislá reakce se do mikropilot rozděluje v poměru cca 8 : 1. Zvýšením zatížení došlo k překročení únosnosti více zatížené mikropiloty, zatímco druhá mikropilota byla hluboko pod mezí únosnosti. S ohledem na požadavek investora na plné zachování provozu v hale bylo nutné navrhnout a realizovat netradiční zesílení základů – pomocí dodatečného předpětí lany Monostrand. Po konzultaci s dodaPŘEDPĚTÍ LANY


2/2007

VĚDA

vatelem mikropilot bylo navrženo předpětí, které ve vnější mikropilotě vytvořilo v nezatíženém stavu tahovou rezervu, která je při zatížení odčerpávána, až při plném zatížení dosáhne tlaková síla v mikropilotě 80 % její mezní únosnosti. Trasa lana byla navržena tak, aby ekvivalentní zatížení od předpětí přenášelo sílu z přetížené do méně zatížené mikropiloty, aniž by přitěžovalo okolní konstrukce. Při návrhu předpětí byla s výhodou využita stávající masivní podlahová deska, která působí jako rozpěra mezi dvěma navzájem sepnutými základy. Popsaná realizace zesílení subtilních základových patek jeřábové dráhy je ukázkou efektivního využití moderních materiálů a technologií. Aplikace dodatečného předpětí v oboru sanace, rekonstrukce a zesílení stavebních konstrukcí se jeví jako velmi perspektivní a úspěšná. Výhodou je zejména malý objem klasických stavebních prací, minimalizující jak cenu díla, tak jeho dopad na okolí. Popsané zesílení deseti (2 x 5) excentricky zatížených základů se podařilo realizovat při plném provozu v hale za méně než tři týdny k plné spokojenosti zákazníka. Ing. Petr Slepička, FAST VUT v Brně, ÚBZK, e-mail: [email protected] *) Extrémní počasí, které v den konference panovalo, zabránilo mnoha přihlašovaným přijet do Brna a přednést svůj příspěvek (Pozn. red.)

VLIV

T E P LOT N Í D E G R A D AC E

NA EXTERNÍ LEPENOU VÝZTUŽ

Metody zesilování pomocí externí lepené výztuže jsou již dobře prozkoumané a často používané jak v České republice, tak v zahraničí. V souvislosti s používáním nových postupů a nových materiálů je proto nezbytné vytvořit resp. adaptovat stávající metody návrhu a provádění pro místní podmínky a zvyklosti. Z tohoto důvodu byla provedena řada krátkodobých i dlouhodobých experimentů. Jedním z hlavních zaměření experimentálních programů bylo zkoumání kotevních oblastí externí lepené výztuže. Krátkodobé zkoušky slouží jako základ pro návrh algoritmů využitelných pro návrh dodatečného zesílení. Při zkouškách betonových bloků s nalepenou externí výztuží různé kotevní délky bylo sledováno chování jednotlivých vrstev spoje při působení tahové síly. Cílem experimentu bylo zjistit mezní tahovou sílu, kterou je možno přenést odpovídající kotevní délkou, a dále určit vliv tlakové síly působící na kotevní oblast. Z experimentálních výsledků a z výsledků numerické analýzy byla zjištěna závislost mezní osové síly pro beton C20/25 a pro nalepenou lamelu šířky 50 mm. Mezní délka kotvení byla určena na hodnotě 365 mm. Po překročení této kotevní délky je přírůstek únosnosti lepeného spoje zanedbatelný. Pro testování vlivu teplotní degradace

A

VÝZKUM

byly použity stejné vzorky s kotevní oblastí o délkách 150, 225 a 300 mm. Výsledky experimentů pro kotevní oblast délky 300 mm jsou zobrazeny na obr. 2.

Obr. 2 Vliv zmrazovacích cyklů na posun volného konce lamely a mezní sílu

Dlouhodobé experimenty byly prováděny na vzorcích popsaných výše. Během experimentu bylo sledováno přetvoření podél kotevní oblasti. Odezva části vzorků byla měřena v desetiminutových intervalech pomocí měřicí ústředny, ostatní zkušební vzorky byly měřeny v delších časových intervalech. Ze získaných výsledků je zřejmé, že velikost teplotní degradace má značný vliv na průběh dotvarování kotevní oblasti. Čím vyšší počet zmrazovacích cyklů, k tím většímu dotvarování dochází. Rozdíly v dotvarování v závislosti na teplotní degradaci jsou tím výraznější, čím je kotevní délka kratší. Ing. David Horák, FAST VUT v Brně, ÚBZK, e-mail: [email protected]

RECENZE P Ř Í P R AVA N A Z M Ě N U ORGANIZING FOR CHANGE Michael Shamiyeh; DOM Research Laboratory, Linz, Austria (Eds.) S vzestupem globální ekonomiky a zvyšujícím se vzájemným propojením všech oborů se architekti ocitli před novými úkoly a oblastmi aktivit – profese prochází neustálou proměnou. Renomovaní mezinárodní experti z Evropy a Spojených států diskutují o tomto vývoji v 25 odborných článcích: Jaké kompetence má architekt na pomoc při setkání s novými úkoly? Jaké další dovednosti a znalosti bude potřebovat? Jaké konkrétní strategie architekti již dnes používají, aby se udrželi na nových polích aktivit? Jaké z toho může být ponaučení? Kniha začíná stručnou předmluvou autora, který formuluje tyto problémy a otázky a zasazuje práci do velkého kontextu současné architektonické diskuze. Krátké životopisy autorů uzavírají publikaci. Vydavatel: Birkhäuser – Publishers for Architecture, 2007 www.birkhauser.ch ISBN-13:978-3-7643-7809-7 anglická verze Cena: 34,90 EUR (56není započtena místní DPH) / 59,90 CHF


2/2007

49

SOFTWARE SOFTWARE

STATICKÉ

VÝPOČTY A NAVRHOVÁNÍ PŘEDPJATÝCH BETONOVÝCH PREFABRIKÁTŮ STAT I C A N A LY S I S A N D D E S I G N O F P R E ST R E S S E D P R E C AST E D CONCRETE BEAMS LIBOR ŠVEJDA Na současné stavebnictví je stále častěji kladen požadavek realizovat i komplexní stavební objekty v co nejkratším možném termínu. V těchto případech jsou to pak zejména prefabrikované stavební dílce, které umožňují dosáhnout efektivní výrobu a rychlou montáž. V závislosti na rozpětí nosné konstrukce a požadované štíhlosti dílců se u pozemních a mostních staveb s rostoucí oblibou využívají předpjaté nosníky popř. spřažené s monolitickou dobetonávkou. Podrobná statická analýza a hospodárný návrh těchto náročných konstrukčních prvků se neobejdou bez odpovídajícího softwarového vybavení. Building industries has nowadays to face to the demand of engineering even complex building objects in a possibly shortest schedule. Under these circumstances especially precasted elements provide effective production and assembly. Depending on the span of a construction and the required slenderness of parts prestressed beams, eventually in composite with cast-in-situ concrete, are being used in preference. A detailed static analysis and an economical design of such sophisticated units are not possible without matching software. Na současné stavebnictví je stále častěji kladen požadavek realizovat i komplexní stavební objekty v co nejkratším možném termínu. V těchto případech jsou to

zejména prefabrikované stavební dílce, které umožňují dosáhnout požadovanou efektivní výrobu a rychlou montáž. Specializovaný software RIB RTfermo podporuje zvýšené nároky přípravy stavební výroby rychlým a spolehlivým výpočtem a návrhem prefabrikovaných nosníků a umožňuje zkrácení procesu přípravy stavby. Program optimálně podporuje zejména statické navrhování předpjatých prefabrikátů popř. dodatečně spřažených s monolitickou deskou. Ve výpočtu je navíc volitelně zohledněna i historie statického systému. Do té spadají zejména stavy systému při uskladnění, transportu, montáži popř. i s pomocnými stojkami a vlastní provozní stav. Posouzení probíhá volitelně dle norem EC2-1, DIN 1045-1, DIN-FB102 nebo ÖNORM B4700. Zadání probíhá v kontextovém, grafickém panelu s přehlednými, tematickými záložkami. Grafická schémata se přitom okamžitě přizpůsobují zadaným hodnotám, což poskytuje okamžitou vizuální kontrolu. Zadání i výstupy se omezují na nejnutnější praktické údaje. K O M F O R T N Í U Ž I V AT E L S K É P R O S T Ř E D Í Představovaná verze (RTfermo 5.0) je nově vyvinutým nástupcem již osvědčeného programu na statické výpočty a posouzení předpjatých prefabrikovaných nosníků. Jedná se o časté konstrukční dílce jak pozemních, tak i mostních staveb. Nová programová verze, orientovaná ještě výraznějším způsobem na požadavky stavební praxe a aplikaci nejmodernějších výpočetních metod, umož-

ňuje zohlednit změny statického systému ve stavebních stavech, např. následnou betonáž monolitické desky. Stejně jsou zohledněny vlivy dotvarování, smršťování a relaxace. Efektivně lze zpracovávat nejrůznější typy nosníků, vazníků popř. i s prostupy, ozuby a převislými konci, např.: • nosníky s lineárně proměnným průběhem průřezu, • nosníky s předpětím v licí formě, předpětím bez soudržnosti nebo s okamžitou, resp. dodatečnou soudržností, • nosníky s vícestupňovým předpětím a popř. i zcela bez předpětí. K výpočtu statického systému program interně využívá technologie nelineárního řešiče FEM TRIMAS, přitom současně zohledňuje časově závislou redistribuci namáhání předpjatých, popř. spřažených průřezů. Zadání geometrie a vlastností předpínacích kabelů probíhají v jejich integrovaném, grafickém zadání. KOMPLEXNÍ A VÝKONNÝ SOFTWARE Program řeší následující úlohy: • časová skladba průřezů a charakteristiky průřezů pro různé typy nosníků (historie průřezů), • vnitřní účinky se zohledněním historie statického systému zatíženým vnějším namáháním na rovinný ohyb s normálovou silou, smyk a kroucení (historie zatížení), • vnitřní účinky způsobené jedno až dvoustupňovým předpětím (historie předpětí),

Obr. 1 Hlavní panel RTfermo 5.0 Fig. 1 The main dialog of RTfermo 5.0

Obr. 2 Parametrický tvar průřezu Fig. 2 The parametric shape of a cross section

50


2/2007

SOFTWARE SOFTWARE

• až v šesti rozhodujících časech návrhy dílce na MSÚ, MSP a MS únavy, integrované návrhy konstrukčních detailů, zohlednění efektů dotvarování, smršťování a relaxace, • deformace nosníku s uvažováním I. a II. MS a účinků dotvarování, smršťování a relaxace, • základní posouzení stability dle Manna; volitelně nelineární výpočet MKP reálné únosnosti výpočtem ve II. MS. SNADNÁ OBSLUHA Program umožňuje řešení komplexních inženýrských úloh z oblasti prefabrikovaných konstrukcí. O to důležitější je z hlediska výkonnosti efektivní uživatelské prostředí na výpočty a navrhování spřažených nosníků. Vstupní modul plně vyhovuje tomuto požadavku zejména díky snadnému zadávání statického systému v přehledných panelech, logicky uspořádaných do jednotlivých registrů, kontextově senzitivním grafickým schématům a automatickému okótování. Rychlé úpravy vlastních, typizovaných dílců podporuje propracovaná technologie šablon. Tímto způsobem lze s minimální pracností spolehlivě zpracovávat často se opakující případy. Praktické tvary průřezů nosníku Popis složení průřezu probíhá jednoduše zadáním rozměrových parametrů prefabrikátu a obdélníkového průřezu monolitické desky. Polohy charakteristických bodů průřezu lze v případě zvláštních požadavků i cíleně upravovat. Oba zmíněné tzv. dílčí průřezy mají zpravidla odlišné betonové materiály. Pro průřez prefabrikátu jsou parametrizovány Obr. 4 Zobrazení časového průběhu napětí v průřezu Fig. 4 Stress history in a cross section

Obr. 3 Volba materiálů a vlivů na D+S Fig. 3 The main dialog of RTfermo 5.0

nejčastější typy průřezů: obdélník, deska, průřez T a průřez I s náběhy. Příčné prostupy a ozuby Příčné obdélníkové prostupy jsou zadávány v interaktivním panelu. Ozuby se konstruují prostřednictvím jejich výšky a šířky přímo při definici bodů uložení nosníků. Namísto absolutně tuhé podpory mohou být zadány, resp. pomocí asistenta uložení spočteny, tuhosti elastického uložení. Vedle zohlednění těchto konstrukčních detailů při návrhu na ohyb probíhá automatizovaně i jejich detailní návrh. Tvary nosníků Přípustné jsou libovolné tvary přímých nosníků s jedním polem, s nebo bez převislých konců. V nejčastějších případech je možné nosníky generovat pomocí šablon jako nosníky s rovnoběžným průběhem horní a dolní pásnice, symetrické nosníky se sedlem, resp. zářezem, nesymetrické nosníky se sedlem, resp. zářezem, nosníky pultových střech, a to včetně zesílení a náběhů v oblasti podpor. Statické systémy Statický systém je uvažován jako staticky určitý. Zvláštní případy statického systému, max. se dvěma pomocnými stojka-


2/2007

mi, jsou uvažovány pro skladování, transport a montáž. U staticky neurčitých systémů mohou být na koncích nosníku přímo zadány vnitřní účinky stanovené v jiných externích aplikacích. Normové, vysokopevnostní a uživatelské materiály Standardní vlastnosti betonu, měkké výztuže a předpínací výztuže dle zvolené normy mohou být převzaty z integrované databanky. Vlastnosti materiálů lze dle požadavků uživatele i upravovat. Dotvarování, smršťování a relaxace Pro popis efektů dotvarování, smršťování a relaxace se využívá časová charakteristika materiálů σ – ε – t. Veškeré změny napjatosti v popř. i spřaženém průřezu vlivem vnějšího zatížení, předpětí, dotvarování, smršťování a relaxace jsou stanovovány zvláštním výpočtem s časově závislými materiálovými charakteristikami ve smyslu požadavků aktuálních norem EC 2 a DIN. Pro každý zadaný čas tak lze vyhodnocovat redistribuovaná napětí v průřezu. Obr. 5 Kontrolní panel součinitelů Fig. 5 Settings of partial and combination factors

51

SOFTWARE SOFTWARE

Obr. 6 Panely volby a vedení předpínacích kabelů Fig. 6 Settings dialogs of prestressing steel, tendons, cables and cableways

Zatížení Vnější krátkodobá a dlouhodobá namáhání vytvářející rovinný ohyb, normálovou sílu, smyk a kroucení jsou zadávána jako osamělá břemena a lichoběžníková zatížení. Vlastní tíha je stanovena automaticky. Teplotní namáhání lze zadat jako teplotní spád. Automaticky jsou generovány zatěžovací stavy od uvolnění pomocných stojek. Počet zatěžovacích stavů není omezen. Historie zatížení je popsána časovým sledem dlouhodobých zatížení s vlivem na dotvarování. Normové kombinace vnitřních účinků s odpovídajícími kombinačními součiniteli jsou generovány rovněž automaticky. Spočtené kombinace se dále přiřazují jako rozhodující návrhové účinky k jednotlivým návrhům dle MSÚ, MSP a MS únavy, které pak opět automatizovaně probíhají přes všechny aktivní stavy statického sytému (transport, montáž, pomocné stojky a konečný stav).

Vedení předpínacích kabelů Vedle předpínání prefabrikátu v licí formě soustavou více lan je možné dodatečné předpětí se soudržností nebo vůbec bez soudržnosti. Oddělením zvoleného počtu lan v zadané délce od koncových hran nosníku lze dosáhnout jejich požadované separace. Nárysná geometrie kabelů je popsána navazujícími úseky kubické paraboly a přímek, které jsou automaticky prokládány požadovanými výškovými body podél nosníku. U předpětí s dodatečnou soudržností je možné zadat až čtyři předpínací podmínky. Historie účinků předpětí vyplývá až ze dvou možných časů aktivace (zainjektování) jednotlivých kabelů. Materiálové a fyzikální vlastnosti nejrozšířenějších předpínacích systémů jsou k dispozici v integrované databance. Globální časová osa Významné body globální časové osy vyplývají automaticky z historie statického systému, průřezů, zatížení a předpětí. Základní časovou jednotkou jsou dny. Každá změna na časové ose představuje začátek nového intervalu dotvarování. Počet intervalů dotvarování je z praktických důvodů omezen na šest. Návrhy na MSÚ Na mezním stavu únosnosti jsou se započtením minimální konstrukční výztuže vedeny tyto návrhy: • rovinný ohyb s normálovou silou, • smyková únosnost stojiny a styku stojina – pásnice, • návrh smykové spáry mezi prefabrikátem a monolitem,

Obr. 7 Panel definice podmínek předpětí Fig. 7 Settings of prestressing conditions

• torzní únosnost stojiny, • posouzení stability nosníku, • návrhy detailů: prostupy, ozuby, kotevní oblast předpínací výztuže. Návrhy na MSP a MS únavy Na mezním stavu použitelnosti a mezním stavu únavy jsou pro již spřažený nosník vedeny návrhy a posouzení • pro rozhodující kombinace dle požadavků zvolené normy kontrola omezení napětí, • stabilita a omezení šířky trhlin, • kontrola deformací v I. a II. MS se započtením dotvarování, smršťování a relaxace, s redistribucí napětí na průřeze při uvažování lineárního dotvarování a smršťování a nelineární složky dotvarování, • v případě mostní normy návrh na mezní stav únavy (DIN-FB 102). V Ý S T U PY A Ř Í Z E N Í N ÁV R H Ů Nastavením požadovaných návrhových parametrů a individuální volbou rozsahu výstupů lze snadno získat požadované výstupy v obvyklém standardu konkrétní inženýrské kanceláře. Dále lze např. tisknout výsledky pouze pro zvolené návrhové řezy, navrhovat konstrukční detaily a až v šesti časových krocích kontrolovat časově závislá napětí v průřezech. Výsledky lze zobrazovat rovněž interaktivně na zvoleném řezu nebo formou průběhů vnitřních účinků relevantních zatěžovacích a kombinačních stavů na nosníku. P O S U D E K S TA B I L I T Y N E L I N E Á R N Í M

II. MS Posouzení stability nosníku se zohledněním geometrické a materiálové nelineariVÝPOČTEM VE

Obr. 8 Panely voleb návrhů Fig. 8 Design settings

52


2/2007

SOFTWARE SOFTWARE

ty výpočtem vnitřních účinku ve II. MS je zcela novým funkčním rozšířením. Vedení návrhu probíhá automatizovaně výpočtem reálně únosného zatížení pro požadované zatěžovací stavy, resp. jejich kombinace a zvolená stádia statického systému. Při tomto, z hlediska aplikované technologie vysoce náročném výpočtu, se jedná o řešení nelineárního, prostorového, stabilitního problému MKP. Program tak v sobě integruje a automatizovaně řídí výpočet FEM TRIMAS. Uvedený výpočetní model současně zohledňuje zvolené počáteční imperfekce v libovolném směru – řešení tedy nutně obsahuje i šikmý ohyb. Navíc se dále uvažuje spolupůsobení porušeného betonu mezi trhlinami – tzv. tension stiffening. Zcela výjimečnou a zásadní vlastností programu je zohlednění skutečných tuhostí nosníku ve výpočetním modelu, tedy i započtení vlivů příčných prostupů. Posouzení probíhá ve smyslu norem EC 2 5.7 (4)P – „podvojné účtování“, resp. DIN 1045-1, 8.5.1 (3), (5). RE K APITU L AC E Z ÁKL ADN ÍC H VL ASTNOSTÍ • realistický výpočetní model, posouzení stability štíhlých nosníků (s předpětím nebo bez), • realistické zohlednění stavebních stádií (uskladnění, transport, konečný stav), • hospodárné návrhy pro vysoce namáhané dílce, • návrhy a posouzení dle EC2 a DIN 1045-1, DIN-FB102a ÖNORM B4700.

Obr. 9 Stabilita nosníku nelineárním výpočtem MKP Fig. 9 Stability check of the beam by a non-linear FEM analysis Obr. 10 Náhledy na protokoly výsledků Fig. 10 Preview of results and listing

Předpjaté prefabrikáty – statika a navrhování „Nic není nemožné“, toto platí pro novou generaci softwaru RIB RTfermo 5.0 na výpočty a statické návrhy předpjatých prefabrikátů pozemních a mostních staveb.

VÝSTUP VÝSLEDKŮ Před vlastním výstupem je možná konfigurace a úprava výsledkové sestavy. V přehledném panelu lze zvolit protokolované návrhové řezy, požadované výsledky a grafiky systému a průběhů relevantních veličin. Vedle kompletního protokolu zadání lze tisknout: • průřezové charakteristiky v závislosti na historii průřezu a předpětí, • vnitřní účinky a reakce v uloženích v závislosti na historii zatížení a napětí, • rozhodující kombinace vnitřních účinků pro návrhy, • výsledky návrhů včetně nutné a minimální výztuže. Výstupní sestavy mají formu přehledných tabulek a grafických průběhů. Pomocí nového nástroje na výstup sestav mohou být tištěny veškeré tabelární a grafické výsledky dle individuálních požadavků konkrétní inženýrské kanceláře. Možný je i přímý export do formátu RTF (MS Word). Ing. Libor Švejda RIB stavební software, s. r. o. Zelený pruh 1560/99, 140 00 Praha 4 tel.: 241 442 078, 241 442 079 e-mail: [email protected], www.rib.cz


Integrovaný nelineární řešič FEM TRIMAS® poskytuje realistické výsledky výpočtu deformací a zajištění stability nosníků s uvážením II. mezního stavu. Rozšířené návrhy na MSÚ, MSP a MS únavy, integrováné návrhy příčných prostupů, ozubů a kotevních oblastí kabelů a ergonomická optimalizace vstupů a výstupů poskytují zvýšenou jistotu návrhu a uživatelský komfort. RTfermo vychází vstříc praktickým požadavkům na maximální aplikační a cenovou ﬂexibilitu. Nabízí se tak ve třech základních funkčních variantách, s možným volitelným rozšířením Stabilita. Více informací se dozvíte na: >> www.rib.cz RIB stavební software s.r.o. Zelený pruh 1560/99 CZ-140 00 Praha 4 telefon: +420 241 442 078 telefax: +420 241 442 085 email: [email protected]

http://www.rib.cz

2/2007

53

E U R O KÓ D E N 19 91- 1- 5 Z AT Í Ž E N Í T E P LOTO U E U R O C O D E E N 19 91- 1- 5 T H E R M A L A C T I O N S MI L AN HOLIC KÝ, JANA MAR KOVÁ Norma EN 1991-1-5 uvádí zatížení klimatickými teplotami pro různé druhy staveb. Do soustavy českých norem je zavedena jako ČSN EN 1991-1-5. V české národní příloze jsou zvoleny alternativní postupy a zpřesněny některé pokyny pro navrhování konstrukcí na zatížení teplotou. Součástí národní přílohy jsou dvě mapy minimálních a maximálních teplot vzduchu ve stínu s padesátiletou dobou návratu podle nových evropských definic. Eurocode EN 1991-1-5 gives guidance for climatic thermal actions on various types of construction works. This Part of EN 1991 was implemented into the system of Czech national standards as ČSN EN 1991-1-5. The selection of alternative procedures and supplementary information is given in the National Annex. Two maps of minimum and maximum shade air temperatures based on fifty year return period according to the new European definitions are included in the National Annex. Norma ČSN EN 1991-1-5 [1] Zatížení teplotou poskytuje zásady a aplikační pravidla pro zatížení budov, mostů a dalších konstrukcí teplotou od klimatických změn. Pro průmyslové konstrukce, např. potrubí, chladící věže, nádrže a skladovací prostory, uvádí zásady, jak uvažovat v kombinaci technologické a klimatické teploty. Norma [1] byla zavedena do soustavy ČSN v roce 2005 a po zavedení souboru ČSN EN Eurokódů nahradí předběžnou normu ČSN P ENV 1991-2-5 [2]. Norma ČSN EN 1991-1-5 [1] na rozdíl od předběžné normy [2] podrobněji uvádí pokyny pro pozemní stavby a nově i maObr. 1 Schematické znázornění složek teploty Fig. 1 Components of a temperature profile

BÐWÈb

54

O %B <

py maximálních a minimálních teplot vzduchu ve stínu s padesátiletou střední dobou návratu zpracované ve spolupráci Kloknerova ústavu ČVUT s Českým hydrometeorologickým ústavem (ČHMÚ). Norma ČSN P ENV 1991-2-5 [2] se zabývá hlavně zatížením teplotou na mostech, protože tato zatížení mohou být případně rozhodující. Podkladem pro zatížení mostů teplotou byl dokument [3], který vznikl v mezinárodní spolupráci několika členských států CEN a výsledků analýz dlouhodobého experimentálního měření na mostech, ve Velké Británii, Německu, Itálii a Španělsku. Většina evropských států měla již k dispozici i svá národní normativní pravidla pro navrhování mostů na účinky teploty a různá konstrukční opatření. Pokyny pro pozemní stavby nebyly v celé řadě národních norem dostatečně zpracované a předběžná norma [2] uváděla jen obecné informace. Během transformace [2] na ČSN EN 1991-1-5 [1] byly použity jako podkladové materiály také české normy ČSN 73 0035 [6], ČSN 73 6203 [7] a ČSN 73 1211 [8]. V normě ČSN EN 1991-1-5 [1] je uvedeno celkem 23 národně stanovených parametrů, prostřednictvím kterých je umožněna volba alternativních postupů navrhování a charakteristických hodnot složek teploty pro různé typy staveb. Norma ČSN EN 1991-1-5 [1] kromě úvodu obsahuje sedm kapitol a čtyři přílohy A až D (dvě normativní a dvě informativní). Obsahem kapitoly 1 jsou termíny a definice specifické pro tuto část Eurokódu 1. Poznamenává se, že značení použité pro zatížení teplotou u pozemních staveb a mostů není úplně konzistentní. Kapitola 2 se zabývá klasifikací zatížení teplotou, které se uvažuje jako proměnné a nepřímé zatížení. Charakteristické hodnoty zatížení teplotou, které jsou doporučeny v ČSN EN 1991-1-5 [1], jsou hodnoty s roční pravděpodobností překro-

P %B ; h

Q %B ; g

R %B 3

čení p = 0,02. Tyto hodnoty lze upravit pro kratší doby návratu na základě vztahů v normativní příloze A a použít pro navrhování konstrukcí v dočasných návrhových situacích. Kapitola 3 pojednává o návrhových situacích a odkazuje se na základní normu ČSN EN 1990 [4] pro zásady navrhování konstrukcí. Kapitola 4 popisuje jednotlivé složky teploty, které jsou používány pro stanovení účinků teploty na konstrukci. Kapitola 5 poskytuje pokyny pro navrhování pozemních staveb na účinky teploty. Kapitola byla zpracována na základě původních českých norem. Kapitola 6 se zabývá teplotními změnami u mostů. Jsou zde umožněny dva alternativní postupy výpočtu účinku zatížení nosné konstrukce mostu. Kapitola 7 uvádí pokyny pro stanovení teplotních změn u průmyslových komínů, potrubí, zásobníků a dalších konstrukcí, které jsou kromě klimatických teplot ovlivňované také provozními teplotami. Doporučení pro odvození národních izoterm minimálních a maximálních teplot vzduchu ve stínu jsou uvedeny v příloze A, hodnoty rozdílů teplot pro různé tloušťky mostního svršku v příloze B, součinitele teplotní délkové roztažnosti jsou doporučeny v příloze C a příloha D se zabývá pokyny pro stanovení průběhu teplot v pozemních stavbách a přenosem tepla ve stavebních prvcích. S LO Ž K Y T E P LOT Y Zatížení teplotou se klasifikují jako proměnná a nepřímá zatížení. Teplota vzduchu ve stínu, sluneční záření, rychlost větru a další klimatické podmínky mají vliv na nelineární průběh teplot v konstrukci. V ČSN EN 1991-1-5 [1] jsou rozlišeny čtyři základní složky zatížení teplotou: • rovnoměrná složka teploty ΔTN; • rozdíl teplot ve směru osy z ΔTMz; • rozdíl teplot ve směru osy y ΔTMy; • nelineární složka ΔTE. Velikost účinků teplot, např. délkové změny, přetvoření nebo vznik napětí, závisí na geometrii a okrajových podmínkách uvažovaného stavebního prvku a na fyzikálních vlastnostech použitých materiálů. Rovnoměrná složka teploty ΔTN (složka (a) na obr. 1) se používá pro stano-


2/2007

vení délkových změn vlivem roztahování a smršťování konstrukce. Teplotní rozdíly ΔTM (vodorovná (b) a svislá (c) složka na obr. 1) způsobují deformace a v případě omezení konstrukce také ohybové momenty. Složka ΔTE způsobuje nelineární rozdělení teplot po průřezu (složka (d) na obr. 1), o níž se předpokládá, že se vzájemně po průřezu vyrovnává.

Tab. 1 Informativní teploty vnitřního prostředí Tin Tab. 1 Indicative temperatures of inner environment Tin

T E P LOT N Í

Tab. 2 Informativní teplota Tout pro nadzemní konstrukce. Tab. 2 Indicative temperatures Tout for buildings above the ground level

ZMĚNY U POZEMNÍCH

S TAV E B

Pokud se očekává, že jsou účinky zatížení teplotou podstatné a mezní stavy únosnosti nebo použitelnosti mohou být překročeny, pak musí být při navrhování budovy uvažovány. Je potřebné zohlednit rozdílné materiály, tvary konstrukce a polohu staveniště. S TA N O V E N Í T E P LOT Pro budovy se zatížení teplotou stanoví podle zásad Kapitoly 5 v ČSN EN 1991-1-5 [1] s přihlédnutím k národním klimatickým údajům. Zpravidla jsou uvažovány následující základní veličiny: • rovnoměrná složka teploty ΔTN stanovená jako rozdíl mezi průměrnou teplotou nosného prvku T a počáteční teplotou T0, • rozdíl teplot ΔTM po průřezu prvku, uvažovaný mezi vnějším a vnitřním povrchem průřezu, nebo na povrchu jednotlivých vrstev, • rozdíl teplot ΔTp jednotlivých částí konstrukce, který je dán průměrným rozdílem teplot těchto částí. Kromě těchto složek mají být příslušně uvažovány místní účinky zatížení teplotou (umístění stavby, konstrukční detaily). Rovnoměrná složka teploty ΔTN se stanoví ze vztahu

ΔTN = T – T0

(1)

kde T je průměrná teplota nosného prvku od klimatických teplot a T0 je počáteční teplota, při které nastane omezení nosného prvku. S T A N O V E N Í Z AT Í Ž E N Í T E P L O T O U Teplota T v rovnici (1) se stanoví jako průměrná teplota nosného prvku v letním nebo zimním období a určí se příslušný průběh teploty po průřezu. Je-li prvek složen z několika vrstev materiálu, je teplota T uvažována jako průměrná teplota příslušné vrstvy (na základě teorie přenosu tepla podle přílohy E). Má-li prvek jen jednu vrstvu a podmínky prostředí jsou na jeho vněj-

Období léto

Období léto zima

Teplota Tin [°C] T1 = 25 T2 = 20

Součinitel významu 0,5 povrch jasně světlý relativní pohltivost 0,7 povrch světle zbarvený podle barvy povrchu 0,9 povrch tmavý

Teplota Tout [°C] Tmax + T 3 Tmax + T 4 Tmax + T 5 Tmin

zima

Tab. 3 Informativní teplota Tout pro podzemní konstrukce Tab. 3 Indicative temperatures Tout for uderground parts of buildings

Období léto zima

ší i vnitřní straně obdobné, pak se T může přibližně určit jako průměr vnější teploty Tout a vnitřní teploty Tin. Teplota vnitřního prostředí Tin se stanoví podle tab. 1, teplota vnějšího prostředí Tout závisí na pohltivosti a orientaci konstrukce a je určena • pro nadzemní části konstrukce podle tab. 2, • pro podzemní části konstrukce podle tab. 3. Maxima je obvykle dosaženo u povrchů orientovaných na západ, jihozápad nebo pro vodorovné povrchy, minima u povrchů orientovaných na sever. Podle orientace konstrukce ke slunečnímu záření se pohybují teploty v rozmezí: T3 od 0 do 18 °C, T4 od 2 do 30 °C a T5 od 4 do 42 °C. Podle ČSN EN 1991-1-5 [1] jsou doporučeny T6 = 8 °C, T7 = 5 °C, T8 = –5 °C a T9 = –3 °C. Z AT Í Ž E N Í M O S T Ů T E P L O T O U Nosné konstrukce mostů se podle ČSN EN 1991-1-5 [1] člení na tři typy: 1 – ocelové nosné konstrukce (ocelové komorové, příhradové nebo plnostěnné nosníky) 2 – ocelobetonové nosné konstrukce 3 – betonové nosné konstrukce (betonové desky, betonové nosníky, betonové komorové nosníky). Zatížení mostů teplotou se stanovuje pomocí rovnoměrné a rozdílové složky teploty. V ČSN EN 1991-1-5 [1] jsou doporučeny dva alternativní postupy (lineární nebo nelineární průběh teplot po průřezu), výběr má být proveden v národní příloze (NP). Rovnoměrná složka teploty závisí na


2/2007

Podzemní hloubka [m] <1 >1 <1 >1

Teplota Tout [°C] T6 T7 T8 T9

minimální a maximální teplotě vzduchu ve stínu, které může most v předepsaném časovém období dosáhnout. Výsledkem je řada rovnoměrných teplotních změn, způsobujících délkové změny u prvků, jejichž přetvoření není omezeno. Minimální a maximální rovnoměrné teploty mostu se stanoví z izoterm minimálních a maximálních teplot vzduchu ve stínu (obr. 2). Hodnoty vycházejí z denního rozsahu teplot 10 °C. Charakteristické hodnoty minimální a maximální teploty vzduchu ve stínu se mají uvažovat podle umístění stavby, s ohledem na národní mapy izoterm. Ve spolupráci s ČHMÚ byly zpracovány dvě mapy s rozsahy maximálních teplot od +32 do +40 °C (průměrná teplota 37,4 °C) a minimálních teplot od –28 do –36 °C (průměrná teplota je – 31,3 °C), které jsou uvedeny v NP. Teploty vzduchu ve stínu jsou vztažené k průměrné nadmořské výšce ve volné krajině s padesátiletou střední dobou návratu. Pro jiné doby návratu, nadmořské výšky a místní podmínky, např. pro oblasti větších mrazů, lze tyto hodnoty upravit podle doporučení v příloze A. R O Z S A H R O V N O M Ě R N Ý C H T E P LOT Charakteristická hodnota maximálního rozsahu záporných rovnoměrných teplot mostu ΔTN,neg se určí podle vztahu

ΔTN,neg = T0 – Te,min

(2)

a charakteristická hodnota maximálního rozsahu kladných účinných teplot mostu ΔTN,pos podle vztahu

ΔTN,pos = Te,max – T0 .

(3) 55

B S[Of

%

Obr. 2 Vztah mezi minimální/maximální teplotou vzduchu ve stínu (Tmin/Tmax) a minimální/maximální rovnoměrnou teplotou mostu (Te,min/Te,max) Fig. 2 Relationship between minimum/ maximum shade air temperature (Tmin/Tmax) and minimum/maximum uniform bridge temperature component (Te,min/Te,max).

B g^

B S[W \

B g^

#

B g^!

!

B[Of # " ! ! " # B [W\ !

B g^! B g^

v tabulce 4. Hodnoty teplot vycházejí z tloušťky mostního svršku 50 mm. Pro jiné tloušťky mostního svršku lze hodnoty vynásobit součinitelem ksur dle tab. 5. Modely nelineárních rozdílů teplot jsou doporučeny podle typu nosné konstrukce mostu v normativní příloze B, hodnoty se téměř neliší od tabulek v ČSN 73 6203 [7]. Většinou stačí uvažovat rozdělení teplot ve svislém směru průřezu. V některých případech je však potřeba počítat s rozdílem teplot ve vodorovném směru, např. z hlediska orientace mostu vůči slunečnímu záření. Nejsou-li přesnější údaje, předpokládá se lineární rozdíl teplot 5 °C. V některých případech je nutné uvažovat současné působení rozdílu teplot TM s rovnoměrnou složkou teploty TN, a to např. u rámových konstrukcí. ČSN EN 1991-1-5 [1] doporučuje následující vztahy:

!

#

B g^

Celkový rozsah účinných teplot mostu je tedy TN = Te,max – Te,min. R O Z D Í LO VÁ S LO Ž K A T E P LOT Oteplování a ochlazování horního povrchu nosné konstrukce mostu v daném časovém intervalu vyvodí největší kladnou změnu teploty (horní povrch je teplejší) a největší zápornou změnu teploty (dolní povrch je teplejší). Účinky v konstrukci způsobují tyto vlivy: • omezení volné křivosti způsobené typem konstrukce (např. spojité nosníky); • valivé tření v ložiscích; • nelineární geometrické účinky (účinky 2. řádu). V NP k ČSN EN 1991-1-5 [1] byl vybrán postup s nelineárním průběhem teplot (postup 2), který přesněji vystihuje průběh teplot po průřezu. Ve specifických případech konkrétního projektu se umožňuje zvolit zjednodušený postup 1 a použít doporučené hodnoty rozdílů teplot ΔTM,heat a ΔTM,cool podle tab. 4. Použití postupu 1 se pro spřažené ocelobetonové nosné konstrukce typu 2 nedoporučuje. Lineární rozdíly teplot jsou uvedeny

ΔTM,heat (nebo ΔTM,cool) + ωN ΔTN,exp (nebo ΔTN,con) nebo (4) ωM ΔTM,heat (nebo ΔTM,cool) + ΔTN,exp (nebo ΔTN,con) ,

kde se má stanovit nejméně příznivý účinek a doporučuje se použít hodnot ωN = 0,35 a ωM = 0,75. Pokud mohou vyvolat rozdíly účinných teplot mezi různými typy prvků nepříznivé zatěžovací účinky, pak je zapotřebí s těmito účinky počítat. Navíc se doporučuje ve všech prvcích přepokládat vliv vyvolaný rozdílem účinné teploty 15 °C

Tab. 4 Charakteristické hodnoty lineárních rozdílů teplot pro mostní konstrukce typu 1 a 3 Tab. 4 Characteristic values of linear temperature difference component for bridge decks of type 1 and 3 Typ nosné konstrukce 1 – ocelová nosná konstrukce 3 – betonová nosná konstrukce – betonový komorový nosník – betonový nosník – betonová deska

56

(5)

Horní povrch teplejší než dolní ΔTM,heat [oC] 18

Dolní povrch teplejší než horní ΔTM,cool [oC] 13

10 15 15

5 8 8

mezi hlavními nosnými prvky (např. mezi táhlem a obloukem, mezi nosnými kabely a hlavní nosnou konstrukcí). T E P LOT N Í Z M Ě N Y U K O M Í N Ů , P OT R U B Í ,

P R Ů MY S LO V Ý C H ZÁSOBNÍKŮ

A CHLADICÍCH VĚŽÍ

Konstrukce, které jsou ve styku s horkými kouřovými plyny nebo s horkými materiály (např. komíny, potrubí a nádrže), se musí navrhnout na zatížení teplotou. Hodnoty provozní teploty se získají z projektových specifikací a zohlední průběh teplot v normálních provozních podmínkách a také v mimořádných situacích. Při stanovení účinků klimatických teplot se má vycházet z národních map izoterm. Na rozdíl od mostů neuvádí norma ČSN EN 1991-1-5 [1] vztah mezi rovnoměrnou složkou teploty a teplotou vzduchu ve stínu pro průmyslové objekty. Odvození charakteristických hodnot zatížení teplotou závisí na vlastnostech materiálu, orientaci a umístění prvku a je funkcí maximálních a minimálních teplot vzduchu ve stínu, slunečního záření a technologických teplot. Komíny a potrubí jsou také vystaveny slunečnímu záření. Charakteristické hodnoty slunečního záření se musí stanovit v souladu s meteorologickými stanicemi příslušné členské země nebo podle projektových specifikací. SOUČASNÉ

P Ů S O B E N Í S LO Ž E K

T E P LOT

Jestliže je přihlédnuto pouze k účinkům zatížení teplotou od klimatických vlivů, doporučuje se uvažovat současně tyto složky (obr. 3): • rovnoměrná složka teploty (a), • stupňovitý průběh (b), • lineární rozdíly teplot mezi vnitřním a vnějším povrchem stěny (c). Je-li brán zřetel na kombinaci zatížení

Tab. 5 Součinitele ksur pro různé tloušťky mostního svršku. Tab. 5 Coefficients ksur for different surfacing thickness Mosty pozemních komunikací, lávky pro chodce a železniční mosty – ksur ocelové betonové Tloušťka mostního horní povrch dolní povrch horní povrch dolní povrch svršku [mm] teplejší než dolní teplejší než horní teplejší než dolní teplejší než horní bez svršku 0,7 0,9 0,8 1,1 hydroizolace 1,6 0,6 1,5 1,0 50 1,0 1,0 1,0 1,0 100 0,7 1,2 0,7 1,0 150 0,7 1,2 0,5 1,0 štěrkové lože 0,6 1,4 0,6 1,0


2/2007

teplotou od klimatických účinků a provozních vlivů (např. u tekutin nebo kouřových plynů), mají být vzaty v úvahu současně: • rovnoměrná složka teploty způsobená teplotou kouřových plynů, • lineární rozdíly teplot, • stupňovitý průběh. Jestliže je uvažován stupňovitý průběh teplot, má být kombinován s účinky větru příslušné rychlosti (včetně kmitání konstrukce účinky větru a oválování) tak, aby bylo získáno maximální namáhání od těchto klimatických jevů. PŘÍKLAD

%B < O

'1

#1 P

S T A N O V E N Í Z AT Í Ž E N Í

T E P LOT O U N A M O S T Ě

Nosná konstrukce mostu o dvou polích (obr. 4) je typu 3 (betonový dvoutrám). Stavba se nachází u Prahy. Charakteristické hodnoty minimální teploty vzduchu ve stínu Tmin = -32 °C a maximální teploty Tmax = +40 °C lze odečíst v NP z map izoterm. Rovnoměrná složka teploty je stanovena z obr. 2: pro Tmin = -32 °C je minimální rovnoměrná teplota Te,min = -22 °C, pro Tmax = +40 °C je maximální rovnoměrná teplota Te,max = +41 °C. Charakteristická hodnota rovnoměrné teploty je dána

ΔTN,neg = Te,min – T0 = -22 – 10 = -32 [°C]; ΔTN,pos = Te,max – T0 = 40 – 10 = 30 [°C], kde T0 je počáteční teplota mostu, uvažuje se T0 = 10 °C. Celkový rozsah účinné teploty mostu je ΔTN = 62 °C. Rozdílová složka ΔTM je stanovena pro tloušťku svršku 50 mm (tab. 4). Pro tloušťku svršku 0,09 m se uváží redukční součinitel ksur (tab. 5):

ΔTM,pos = 15 ksur = 15 . 0,76 = 11,4 [°C];

průběhu teplot po průřezu před modelem lineárním. V současné době se na našem území provádějí měření teplot na několika vybraných mostech. Experimentální výsledky budou porovnány s doporučenými teoretickými modely a případně v budoucnosti zohledněny v NP.

d\XÈ^]d`QV XSbS^ZSXÈ

%B ;

Q

d\WbÂ\^]d`QV XSbS^ZSXÈ

%B ;

Obr. 3 Složky teploty pro potrubí, sila, nádrže a chladící věže Fig. 3 Temperature components for pipelines, silos, tanks and cooling towers

původní ČSN, kde byla doporučena nižší hodnota γΘ = 1,3. Z ÁV Ě R E Č N É P O Z N Á M K Y Norma ČSN EN 1991-1-5 popisuje zásady a aplikační pravidla pro zatížení pozemních staveb, mostů a dalších staveb teplotou. Pro používání ČSN EN 1991-1-5 je důležité znát informace o teplotách v místě stavby. Základní údaje jsou uvedeny v NP včetně dvou map maximálních a minimálních teplot vzduchu ve stínu s padesátiletou dobou návratu. U mostů se v NP upřednostnil model nelineárního

Příspěvek vznikl jako součást řešení projektu č. 1H-PK/26 „Optimalizace spolehlivosti staveb a kalibrace norem EU“ podporovaného MPO ČR. Prof. Ing. Milan Holický, DrSc. e-mail: [email protected] Ing. Jana Marková, Ph.D. oba: Kloknerův ústav ČVUT v Praze Šolínova 7, 166 08 Praha 6 tel.: 224 343 842, fax: 224 355 232

Literatura: [1] ČSN EN 1991-1-5 Eurokód 1: Zatížení konstrukcí – Část 1-5: Obecná zatížení – Zatížení teplotou, ČNI, 2005 [2] ČSN P ENV 1991-2-5 Eurokód 1: Zásady navrhování a zatížení konstrukcí – Část 2-5: Zatížení konstrukcí – Zatížení teplotou, ČNI, 1999 [3] König G.: New European code for thermal actions, Background documents, Italy, 1996 [4] ČSN EN 1990 Eurokód: Zásady navrhování konstrukcí, ČNI, 2004 [5] ČSN EN 1991-2 Eurokód 1: Zatížení konstrukcí – Část 2: Zatížení mostů dopravou, ČNI, 2005 [6] ČSN 73 0035 Zatížení stavebních konstrukcí, ČNI, 1986 [7] ČSN 73 6203 Zatížení mostů, ČNI, 1986 [8] ČSN 73 1211 Navrhování betonových konstrukcí panelových budov, ČNI, 1988

ΔTM,neg = -8 ksur = -8 . 1 = -8 [°C]. Návrhové hodnoty zatížení teplotou se stanoví přenásobením charakteristických hodnot příslušnými dílčími součiniteli zatížení γΘ. Pokud by se ověřoval mezní stav únosnosti typu STR, pak je podle ČSN EN 1990 doporučena hodnota γΘ = 1,5, což představuje zvýšení proti Obr. 4 Průřez silničního mostu Fig. 4 Cross-section of a road bridge BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2/2007

57

INTERAKČNÍ DIAGRAM Č S N E N 19 9 2 - 1- 1

PRO PROSTÝ BETON PODLE

INTERACTION DIAGRAM FOR PLAIN CONCRETE A C C O R D I N G T O Č S N E N 19 9 2 - 1- 1 M I C H A L S E D L Á Č E K , J I Ř Í K R ÁT K Ý Článek je věnován návrhu konstrukcí z prostého betonu. This paper is devoted to the design structures of plain concrete. Od prosince 2006 začala v České republice platit nová betonářská norma ČSN EN 1992-1-1, Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby [1]. Norma stanovuje kromě jiného také základní vztahy pro navrhování a posuzování konstrukcí z prostého betonu. Cílem článku je seznámit čtenáře se základními vztahy pro posuzování průřezu z prostého betonu na kombinaci ohybového momentu a normálové síly podle mezního stavu únosnosti (MSÚ). C H OVÁ N Í

KONSTRUKCÍ Z PROSTÉHO

MSÚ K porušení konstrukcí z prostého betonu může dojít dvěma způsoby: • rozdrcením tlačeného betonu při normálové síle působící: - dostředně nebo mimostředně, ale v jádru průřezu, zpravidla bez vzniku trhliny od ohybu v betonovém průřezu (obr. 1a), BETONU PŘI

Obr. 1 Tlakové porušení prvku z prostého betonu [3] Fig. 1 Failure of the plain concrete section [3] a)

58

b)

- mimostředně mimo jádro průřezu, ale uvnitř celého obvodu průřezu, přičemž lze připustit vznik ohybové trhliny i její neomezené otevírání (obr. 1b), • vznikem trhliny při normálové síle působící mimo obvod průřezu, přičemž únosnost průřezu je závislá na pevnosti betonu v tahu za ohybu a trhlina nesmí vzniknout při MSÚ, který je současně i mezním stavem vzniku trhliny (MSVT), aby v kritickém průřezu mohla nastat rovnováha vnitřních sil (obr. 2). Poněvadž při prvním způsobu výpočtu lze předpokládat, že v tlačené oblasti betonového průřezu dojde ke zplastizování betonu, je možné pro stanovení únosnosti konstrukce použít plasticitní výpočet. Při druhém způsobu výpočtu rozhoduje o únosnosti konstrukce pevnost betonu v tahu za ohybu a s ohledem na malou hodnotu pevnosti fctd je výstižné uvažovat pružnostní výpočet. Oba uvedené způsoby výpočtu pro konstrukce z prostého betonu lze používat podle [1] pro konstrukce převážně tlačené (např. klenby stropů, tunelů a mostů). Je ovšem potřeba posoudit také podmínky stability konstrukce. Teoretické vztahy a předpoklady pro chování prvků z prostého betonu jsou podrobně uvedeny např. v [2] a [3].

V tomto příspěvku se zaměříme na praktické využití těchto teoretických poznatků, tzn. na posouzení únosnosti mimostředně tlačených obdélníkových prvků z prostého betonu pomocí interakčního diagramu pro ohybový moment a normálovou sílu. SESTROJENÍ

INTERAKČNÍHO

DIAG R AM U PRO SOU M Ě R NÝ PR Ů Ř EZ

Návrhová pevnost betonu v dostředném tlaku fcd

kde αcc,pl je redukční součinitel přihlížející k menší duktilitě zplastizovaného tlačeného prostého betonu. Při mezním poměrdoponém stlačení betonu εcu = 3,5 ručuje [1] volit hodnotu αcc,pl = 0,8. Podle Národní přílohy v ČR platí stejná doporučená hodnota. fck je charakteristická hodnota pevnosti betonu v dostředném tlaku a γc je součinitel spolehlivosti betonu. Návrhová pevnost betonu v dostředném tahu fctd

Obr. 3 Interakční diagram pro obdelníkový průřez z prostého betonu Fig. 3 Interaction diagram for rectangular cross-section of plain concrete Obr. 2 Mezní stav vzniku trhlin je současně MSÚ Fig. 2 SLS of cracking is actually ULS


2/2007

kde αct,pl je redukční součinitel duktility zplastizovaného taženého betonu při vzniku trhliny. Tento součinitel se podle Národní přílohy (NP) uvažuje následovně: • αct,pl = 0,8 při splnění dvou podmínek (obr. 3, přímka A): - výstižné stanovení nepřímých návrhových zatížení od objemových změn betonové konstrukce - zaručení charakteristické pevnosti betonu v tahu fctk, 0.05 průkazními zkouškami použitého betonu • αct,pl = 0,6 při splnění aspoň jedné z předešlých dvou podmínek (obr. 3, přímka B) • αct,pl = 0,4 pokud není splněna ani jedna uvedená podmínka (obr. 3, přímka C). fctk 0,05 je charakteristická hodnota pevnosti betonu v dostředném tahu a γc součinitel spolehlivosti betonu. Bod 0 – Teoretický dostředný tlak Při plasticitním výpočtu průřezu, u kterého lze zanedbat možnost jeho vybočení, můžeme určit normálovou sílu při MSÚ ze vztahu NRd0 = bhfcd,

(1)

kde b je šířka průřezu, h výška průřezu a moment únosnosti:

Tento vztah platí s teoretickým omezením návrhové výstřednosti (7) Po dosazení do vztahů (5) a (6) větší z hodnot ed,min podle vztahů (3) a (4) dostáváme souřadnice bodu 1. Bod 2 – Hranice jádra průřezu Pokud hodnota výstřednosti normálové síly ed bude mít hodnotu ed = h/6 a celý průřez při pružném chování bude namáhán tlakem, potom se při MSÚ po zplastizování účinné tlačené oblasti objeví trhlina a budou opět platit plasticitní vztahy (5) a (6) pro ed = h/6, tj.

MRd1 = NRd1 ed,

(3) (4)

(12)

(6)

Pro ed > ed,lim = 0,4 h platí tedy pružnostní výpočet vyjadřující lineárně pružné chování prvku z prostého betonu. Pružnostní výpočet určí souřadnice bodů 5 (A až C) ze vztahů:

MRd4 = NRd4 0,4h

(13)

Od bodu 4 do počátku souřadnic omezuje plastickou únosnost průřezu přímka vyjadřující poměr MRd / NRd = 0,4 h. Prakticky její platnost skončí nejpozději v bodě 5C (obr. 3). Bod 5 – Hranice pružnostního a plasticitního výpočtu Hraniční bod 5 musí ležet na přímce při-


2/2007

(17)

v závislosti na hodnotě zvolené návrhové pevnosti betonu v dostředném tahu fctd při uvažování redukčního součinitele dotvarování αct,pl (obr. 3). Bod 6 – Prostý ohyb Při lineárně pružném chování prostého betonu lze únosnost obdélníkového průřezu namáhaného čistým ohybovým momentem vyjádřit jednoduše vztahy: NRd6 = 0

Bod 4 – Mezní výstřednost z hlediska přípustného otevření trhliny Pro připuštěnou délku trhliny (h – x) = 0,75 h je v [2] odvozena mezní výstřednost ed,lim = 0,4 h. Souřadnice bodu 4 jsou pak dány vztahem

(5)

(15)

MRd5 = NRd5 0,4h Bod 3 – Maximální hodnota ohybového momentu únosnosti při mimostředném tlaku Maximální hodnotu momentu únosnosti při MSÚ lze dosáhnout při ed = h/4.

(11)

Tato výstřednost pokrývá účinky geometrických imperfekcí a do výpočtu uvažujeme větší z obou hodnot. Pokud je průřez mimostředně tlačen a je připuštěn vznik trhlin s jejich otevřením, lze jeho únosnost určit obecně podle plasticitního výpočtu ze vztahu

kde αh je součinitel tloušťky průřezu (h je nutno dosadit v mm)

(9)

Takto vypočítaná únosnost dostředně tlačeného prvku se však prakticky nedá uvažovat, neboť [1] zavádí do výpočtu alespoň tzv. minimální výstřednost.

ed,min = 20 mm

(14)

(16)

(10)

Bod 1 – Vliv geometrické imperfekce Požadované minimální výstřednosti jsou dány následujícími vztahy:

fctd,fl = αh fctd ,

(8)

(2)

MRd0 = 0,

puštěné mezní výstředností (např. ed,lim = 0,4 h). Při větších výstřednostech již nelze zajistit rovnováhu vnějších a vnitřních sil v kritickém průřezu jinak než pružnostním výpočtem, při využití návrhové pevnosti betonu v tahu za ohybu fctd,fl podle vztahu:

(18) (19)

Bod 7 – Prostý dostředný tah Pokud se výjimečně u konstrukcí z prostého betonu uvažuje návrhová únosnost s přihlédnutím k tahovým normálovým silám, lze využít i souřadnic bodu 7 pro dostředný tah, které jsou dány následujícími vztahy pro pevnost betonu v dostředném tahu fctd (bez součinitele αh): NRd7 = bhfctd

(20)

NRd7 = 0

(21)

Dokončení článku na str. 61 59

EVROPSKÁ

NORMA ČSN EN 40 OSVĚTLOVACÍ STOŽÁRY E U ROPEAN STAN DAR D ČSN E N 40 LIG HTI NG COLU M NS MAR I E STU DN IČ KOVÁ Od roku 1993 byla revidována evropská norma EN 40 Osvětlovací stožáry. Jednotlivé části revidované EN 40 byly zaváděny do soustavy českých technických norem od roku 1995 tak, jak přicházely zpracované technickou komisí CEN/TC 50 Osvětlovací stožáry a vodicí nátrubky. V červenci 2006 vstoupila v platnost poslední část normy ČSN EN 40-4 Osvětlovací stožáry – Část 4: Požadavky na osvětlovací stožáry ze železobetonu a předpjatého betonu. V této normě je uvedeno, že od 1. 9. 2007 se ruší dosud platná norma ČSN 34 8340:1968 Osvětlovací stožáry, která stanoví základní požadavky na osvětlovací stožáry, zejména na jejich elektrickou a mechanickou bezpečnost. Od uvedeného data bude platit pro navrhování osvětlovacích stožárů výhradně řada norem ČSN EN 40. Jednotlivé části ČSN EN 40 jsou následující: Část 1: Definice a termíny Část 2: Obecné požadavky a rozměry Část 3-1: Návrh a ověření – Charakteristická zatížení Část 3-2: Návrh a ověření – Ověření zkouškami Část 3-3: Návrh a ověření – Ověření výpočtem Část 4: Požadavky na železobetonové a předpjaté osvětlovací stožáry Část 5: Požadavky na ocelové osvětlovací stožáry Část 6: Požadavky na osvětlovací stožáry z hliníkových slitin Část 7: Požadavky na osvětlovací stožáry z vláknových polymerních kompozitů Části 1 až 3 jsou obecné, které platí pro všechny osvětlovací stožáry bez ohledu na materiál, ze kterého jsou vyrobeny. Části 4 až 7 jsou výrobkové normy opatřené tzv. harmonizační doložkou. ČSN EN 40-1 Osvětlovací stožáry – Část 1 Termíny a definice:1995 obsahuje české termíny a definice a jejich 60

ekvivalenty ve třech jazycích (angličtině, francouzštině a němčině). Ve druhé části normy ČSN EN 40-2 Osvětlovací stožáry – Obecné požadavky a rozměry:2005 jsou uvedeny nezbytné požadavky pro projektanty a výrobce stožárů. Většina osvětlovacích stožárů je vyrobena z oceli, hliníku nebo betonu a je obvykle tvořena stupňovitou válcovou konstrukcí s příčným řezem kruhovým, osmiúhelníkovým nebo víceúhelníkovým. Stožáry mají obvykle středově souměrný průřez s vodicími nátrubky pro svítidla, umístěnými buď na dříku stožáru, nebo na konci výložníku a jsou vyráběny v určitých normalizovaných rozměrech a tolerancích. V normě jsou definovány jmenovité výšky stožáru, které jsou v souladu s řadou výšek uvedených v ČSN 34 8340, ale pouze do výšky stožáru 20 m. Vyšší stožáry nejsou v EN 40 definovány. Dále je v normě definována celá řada dalších veličin, např. rozměry otvorů pro dvířka, vstupní otvory pro kabely, kryty spodní části stožáru a kabelové kanály, hloubky vetknutí stožáru a rozměry patních desek a přírub. Předmětem dlouhých diskusí byly hodnoty mezních odchylek, které jsou pro stožáry z různých materiálů v normě uvedeny. Pasivní bezpečnost je stanovena v souladu s EN 12767. Třetí část normy má tři díly: ČSN EN 40-3-1:2001 Osvětlovací stožáry – Část 3.1 Návrh a ověření – Charakteristická zatížení, ČSN EN 40-3-2:2001 Osvětlovací stožáry – Část 3.2 Návrh a ověření – Ověření zkouškami a ČSN EN 40-3-1:2003 Osvětlovací stožáry – Část 3.3 Návrh a ověření – Ověření výpočtem. Část 3.1 stanoví zatížení pro návrh osvětlovacích stožárů. Platí pro dříkové stožáry nepřesahující výšku 20 m včetně dříkového svítidla a pro stožáry s výložníkem nepřesahující výšku 18 m přípojného bodu svítidla. Navrhování speciálních konstrukcí umožňujících připojení návěstí, drátů vedení apod. není v této normě obsaženo. Požadavky na osvětlovací stožáry, které jsou vyrobeny z jiných materiálů než betonu, oceli nebo hliníku (např. ze dřeva, plastu nebo litiny), nejsou v té-

to normě zahrnuty, ačkoli existuje ČSN EN 40-7 Požadavky na osvětlovací stožáry z vláknových polymerních kompozitů. V nejbližší době budou zahájeny další práce na EN 40 a použití normy EN 40-3-1 bude rozšířeno i na tyto stožáry. ČSN EN 40-3-1 zahrnuje požadavky na užitné vlastnosti stožáru při vodorovném zatížení větrem. Zatížení větrem je v souladu s předběžnou evropskou normou ENV 1991-2-4 Eurokód 1: Zásady navrhování a zatížení konstrukcí – Část 2-4: Zatížení větrem. Tento eurokód v českém překladu s národní přílohou platí v ČR od roku 1997. Část 3.2 stanoví požadavky pro ověření návrhu ocelových, hliníkových a betonových osvětlovacích stožárů zkouškami. Uvádí druhy zkoušek, ale nezahrnuje zkoušky pro kontrolu jakosti. Platí pro dříkové stožáry nepřesahující výšku 20 m včetně dříkového svítidla a pro osvětlovací stožáry s výložníkem nepřesahující výšku 18 m přípojného bodu svítidla. Podobně jako v předchozím díle normy, nejsou v normě zahrnuty požadavky na osvětlovací stožáry, které jsou vyrobeny z jiných materiálů než betonu, oceli nebo hliníku. Tato norma zahrnuje požadavky na užitné vlastnosti stožáru při působení vodorovného zatížení větrem. V normě je definováno zkušební zatížení, přejímací kritéria, příprava zkoušky, zatěžování, je uveden formulář protokolu o zkoušce, formulář osvědčení o zkoušce typu a stanoveny přípustné změny na typově zkoušených stožárech. Část 3.3 stanoví požadavky pro ověření návrhu osvětlovacích stožárů výpočtem. Platí pro dříkové stožáry nepřesahující výšku 20 m včetně dříkového svítidla a pro stožáry s výložníkem nepřesahující výšku 18 m přípojného bodu svítidla. Výpočty používané v této normě jsou založeny na zásadách mezních stavů, kde je účinek zatížení násobený součiniteli srovnáván s příslušnou odolností konstrukce. Jsou uvažovány dva mezní stavy: • mezní stav únosnosti, který odpovídá únosnosti osvětlovacího stožáru; • mezní stav použitelnosti, který se vzta-


2/2007

huje na průhyby osvětlovacího stožáru v provozním stavu. V normě byla přijata některá zjednodušení. Jsou to zejména: • výpočty jsou použitelné pro kruhové a pravidelné osmiúhelníkové průřezy; • počet jednotlivých dílčích součinitelů byl redukován na minimum; • dílčí součinitele pro posouzení mezního stavu použitelnosti mají hodnotu rovnou jedné. V této normě je již uvedeno, že platí i pro stožáry vyrobené z polymerních kompozitů vyztužených plasty. Norma zahrnuje požadavky na funkční vlastnosti při vodorovném zatížení způsobeném větrem a jsou v ní provedeny odkazy na předběžné evropské normy ENV 1993-1-1 Navrhování ocelových konstrukcí – Část 1-1 a na ENV 1999-1-1 Navrhování konstrukcí z hliníkových slitin. Ačkoli se norma odvolává na tyto dva eurokódy, nejsou použité značky s nimi zcela ve shodě. Stejně jako všechny předchozí části EN 40, bude nezbytné v dohledné době i tuto část revidovat a navázat na definitivní evropské normy EN. ČSN EN 40-4:2006 Osvětlovací stožáry – Část 4: Požadavky na osvětlovací stožáry ze železobetonu a předpjatého betonu stanoví požadavky pro osvětlovací stožáry ze železobetonu a předpjatého betonu. Platí pro dříkové stožáry nepřesahující výšku 20 m včetně dříkového svítidla a pro stožáry s výložníkem nepřesahující výšku 18 m přípojného bodu svítidla. Dále stanoví funkční vlastnosti, vztahující se k základním požadavkům na odolnost vůči vodorovnému zatížení větrem, zjišťované podle EN 40-3 a funkční vlastnosti při nárazu vozidla (pasivní bezpečnost), pro splnění základního požadavku č. 4 BezpečDokončení článku ze str. 59 Z ÁV Ě R Vzhledem k rychle rostoucí ceně betonářské oceli, časové náročnosti a vysoké pracnosti při jejím ukládání se dá předpokládat, že projektanti budou stále více nuceni zvažovat alternativní návrh nosných konstrukcí z prostého betonu. Jako exemplární příklady tohoto trendu v oblasti inženýrských staveb mohou posloužit tunely Libouchec a Nové Spojení.

nost při užívání, zjišťované podle odpovídajících zkušebních metod, uvedených v této evropské normě nebo dostupné v jednotlivých evropských normách. Jsou uvedeny odkazy na EN 13369:2004 Společná ustanovení pro betonové prefabrikáty a na příslušné požadavky v EN 206-1:2004 Beton – Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda. Odkazy na EN 13369:2004 u předpjatých betonových výrobků zajišťují homogenitu a zamezují opakování stejných požadavků. Norma obsahuje tzv. harmonizační přílohu ZA Ustanovení evropské normy, která se týkají základních požadavků nebo jiných ustanovení směrnice EU o stavebních výrobcích. V této příloze jsou definovány metody aplikace značení CE u výrobků navržených podle příslušných Eurokódů (za normálních okolností EN 1992-1-1 a EN 1992-1-2). Tam, kde jsou pro mechanická namáhání a/nebo požární odolnost návrhové předpisy jiné než v Eurokódech (např. z důvodu nemožnosti aplikace podmínek Eurokódů v místě určení výrobku), jsou podmínky pro značení CE popsány v harmonizační příloze ZA. Tyto normy byly vydány jako poslední z řady norem EN 40 a je v nich definován anglický termín „product family“ (česky „soubor výrobků“) jako skupina osvětlovacích stožárů pro účely zkoušek a/nebo výpočtů, na které může výrobce prokázat, že výsledky pro určitou vlastnost kteréhokoli výrobku jsou reprezentativní pro všechny osvětlovací stožáry v příslušném souboru. Z hlediska určité vlastnosti může být výrobek zařazen do různých souborů výrobků. Evropská norma EN 40 pro osvětlovací stožáry z oceli vyšla v ČR dvakrát. Poprvé v srpnu 2001 jako ČSN EN 40-5:2001

Ing. Michal Sedláček KO – KA, s. r. o. Thákurova 7, 166 29 Praha 6 tel.: 731 412 556, fax: 233 320 329 e-mail: [email protected] www.ko-ka.cz Doc. Ing. Jiří Krátký, CSc. Fakulta stavební ČVUT v Praze Thákurova 7, 166 29 Praha 6 tel.: 224 354 677, fax: 233 335 797 e-mail: [email protected] www.fsv.cvut.cz


2/2007

Osvětlovací stožáry – Část 5: Specifikace pro ocelové osvětlovací stožáry a podruhé jako ČSN EN 40-5:2002 Osvětlovací stožáry – Část 5: Požadavky na ocelové osvětlovací stožáry. Platná je pouze druhá norma z roku 2002, která má harmonizační přílohu ZA. Podobně pro hliníkové osvětlovací stožáry platí pouze ČSN EN 40-6:2002 – Osvětlovací stožáry – Část 6: Požadavky na osvětlovací stožáry z hliníkových slitin. Součástí řady norem ČSN EN 40 je také ČSN EN 40-7:2003 Osvětlovací stožáry – Část 7: požadavky na osvětlovací stožáry z polymerních kompozitů vyztužených vlákny. Všechny výrobkové normy, tedy normy požadavků na osvětlovací stožáry z betonu, oceli, hliníkových slitin a polymerních kompozitů vyztužených vlákny, mají podobnou strukturu. Obsahují zejména požadavky na materiál, na geometrické vlastnosti a rozměry, postup návrhu a ověření, požadavky na konstrukční uspořádání, zajištění ochrany proti nárazu, způsob označování a značení štítkem, požadavky na technickou dokumentaci a kontrolu shody. Všechny platné výrobkové normy ČSN EN 40-4 až ČSN EN 40-7 mají harmonizační přílohu ZA. Pokud výrobce bude chtít osvětlovací stožáry prodávat na evropském trhu, musí zajistit jejich shodu s řadou norem ČSN EN 40.

Ing. Marie Studničková, CSc. Kloknerův ústav ČVUT v Praze Šolínova 7, 168 00 Praha 6 tel.: 224 353 503 e-mail: [email protected]

Literatura: [1] ČSN EN 1992-1-1, Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby, ČNI 2006 [2] Procházka J., Štěpánek P., Kohoutková A., Krátký J., Vašková J.: Navrhování betonových konstrukcí 1 – Prvky z prostého a železového betonu, ČBS Servis 2006 [3] Kalousek J.: Nosné konstrukce I – Betonové konstrukce, ČVUT 2001

61

REŠERŠE VLIV

ZE ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ

kem 3 °C/min po dobu expozice 4, 8 a 16 hodin, následovaných přirozeným ochlazením. Pět srovnávacích nosníků bylo udržováno při teplotě 20 °C. Celkem bylo testováno 158 nosníků, Při navrhování betonových konstrukcí zatížených vysokými tep- minimálně tři nosníky pro každou variantu. Objemové hodnoty lotami jsou často vyžadovány informace o základních vlastnos- použitého betonu jsou v tab.1. tech jako je pevnost, tuhost a houževnatost při vysokých teploBetonové nosníky se zářezem o průřezu 100 x 100 mm a déltách. Lomová energie je významným pevnostním parametrem ce 500 mm byly zatíženy tříbodovým ohybem pro stanovení pro numerickou simulaci betonových staveb při různých zatíže- lomové pevnosti. Testovací vzorky minimálně 90 dní staré zcela ních a podmínkách prostředí a pro hodnocení z hlediska požár- zhydratované vykázaly následující průměrné hodnoty: ní bezpečnosti. • lomová energie = 228 N/m • pevnost v příčném tahu Článek shrnuje některé hlavní výsled= 6,35 MPa ky. Při sérii zkoušek byly zkoumány • tlaková pevnost = 67,1 MPa účinky teploty, doby působení a doby • modul porušení = 4,47 MPa ošetřování betonu na zbytkovou lomo• modul pružnosti = 35,6 GPa. vou energii normálního a vysokopevTopeniště bylo postaveno v 2000 kN nostního betonu. Byla rovněž sledovázatěžovacím stroji dovolujícím zkouna pevnost v tlaku, pevnost v příčném šet souběžně dva nosníkové prvky tahu, modul porušení a modul pružpři vysoké teplotě (obr. 1). Ohybové nosti. Lomová energie a modul porutesty byly prováděny při vysoké tepšení byly zjišťovány za horka a za stulotě a po ochlazení. Studie ukázala, dena, zatímco ostatní vlastnosti byly že teplotní a vlhkostní rovnováha byla měřeny po ochlazení. dosažena po 16 hodinách pro všechny teploty. Pokus Výsledkem zkoušek byl popis choByla sledováno 8 teplot v rozmezí od Obr. 1 Dvojice betonových nosníků s topeništěm vání zatěžovaných nosníků z hledis105 °C do 450 °C s teplotním přírůstka průběhu lomové energie, modulu v zatěžujícím stroji porušení, zbytkové pevnosti betonu Tab. 1 Beton – objemové poměry a Youngova modulu pružnosti. V Y S O K Ý C H T E P LOT N A LO M O V O U E N E R G I I

VYSOKOPEVNOSTNÍHO BETONU

Obsah

PC

pfa

Písek

Poměr

1

0,33

2,45

B E T O N O V É T U N E LY ČÁST 2 – TOXICITA

10 mm 20 mm doleritu doleritu 1,39 2,78

Voda 0,56

Plastifikátory 0,006

V Y S TAV E N É P O Ž Á R U

Polypropylenová vlákna (pp) jsou přidávána do betonu, aby zabránila jeho explozivnímu porušování při požáru. Jedním z nejdůležitějších problémů zkoumaných mezinárodním výzkumným projektem NewCon je toxicita produktů hoření pp vláken obsažených v betonu vystavenému nechráněnému hoření.

62

Binsheng Zhang: The effect of high temperatures on the fracture energy of high-performance concrete Concrete for Construction Industry, February 2007, str. 36-37

předpokládal rapidní nárůst teploty povrchu betonu na 1020 °C během 4 min. Tento typ ohně obvykle nastane v případě hoření velkého vozidla obsahujícího hořlavý materiál. Výpočet byl proveden pro požár trvající 120 min. Pro uvedený průběh hoření byla stanovena teplota v betonu v hloubkách 40 a 80 mm. Na základě této termální analýzy se předpokládá, že všechna pp vlákna až do hloubky 90 mm se v průběhu velmi těžkého ohně během 120 min roztaví a uvolní se do tunelu nebo shoří. V článku jsou uvedeny podrobnější výsledky výpočtů v závislosti na průměru, délce tunelu, velikosti ohně atd.

Toxická analýza Vlastnosti polypropylenových vláken závisí na teplotě a čase. S nárůstem teploty vlákna procházejí změnami: od měknutí při cca 20 °C do hoření při cca 550 °C. Hlavními produkty při hoření pp vláken představujícími nebezpečí pro obyvatele kontaminovaných pozemků jsou oxid uhelnatý, kouř a smíšené organické dráždivé látky.

Závěrečný komentář Velký primární oheň by nevyhnutelně vyvolal teplotu betonu, při které by se polypropylen mohl roztavit a rozložit. V průběhu hoření v tunelu je příspěvek pp vláken na toxicitu okolí menší než 1 % z celkové toxicity požáru samotného. Za těchto podmínek je role pp vláken zanedbatelná.

Příklad tunelu Výpočty byly provedeny pro typický tunel s vnitřním průměrem 5,8 m a s 275 mm silnou betonovou vrstvou. Scénář požáru

Gabriel Alexander Khoury: Tunel concretes under fire: Part 2 – toxicity Concrete for Construction Industry, February 2007, str. 47-48


2/2007

TEXTILNÍ

F O R MY P R O B E TO N OV É N O S N Í KY

Článek se zabývá použitím textilu jako pružného materiálu pro bednění betonových konstrukcí. Diskuse o používání textilu jako bednění probíhá již delší dobu. Obecně všechny nosníky používají stejný počáteční postup a liší se detaily. Nosníky jsou lité s použitím textilní membrány (obvykle levné a komerčně dostupné polyolefinové geotextílie) zavěšené mezi dva stoly, která umožňuje nosníku sednout do formy definované hydrostatickými silami v betonu a je dána obvodem textilie. Vlastnosti nosníků mohou být proměnlivé změnou vzdálenosti mezi dvěmi deskami, která může být konstantní podél délky nosníku nebo může být proměnlivá v závislosti na vyžadovaném průřezu. Textilní membrána může být rovněž předpjatá, aby zabránila deformaci tkaniny a zastavila vznik nežádoucího nebo asymetrického tvaru v průběhu lití. Výhody textilního bednění Všeobecně lze pro bednění použít pouze tkané textilie, které musí mít nezbytnou pevnost a propustnost, aby umožnily prosakování nadbytečné vody a přitom udržely jemné pevné částice cementu.

Obr. 2a, b, c

Obr. 2d, e

Výroba nosníků využívající textilní bednění nabízí mnoho výhod. Jednoduchá výroba umožňuje, aby tvar nosníku sledoval průběh momentů a smykových sil uvnitř nosníku. Je možné stanovit šířku a rozpětí nosníku, a pro komplex hledaných forem automaticky vyrobit optimální tvar nosníku pro zachycení specifických zatížení. Tento tvar má zpětnou vazbu na strukturu vlastní textilie. Pro testování hledané formy a praktického využití textilních forem byly navženy a zkoušeny nosníky, každý s nepatrně odlišnými vlastnostmi, k získání souboru výsledků. Tvar formy byl měněn pro každou zkoušku, podle rozmístění zatížení (obr. 2). Závěrečné poznámky Tento způsob návrhu nosníku dává možnost materiálových úspor, ačkoliv v tuto chvíli se mohou nosníky prakticky vyrábět pouze jako prefabrikáty a zatím zde není zřejmá ekonomická snaha o srovnání s dalšími běžnými konstrukcemi betonového bednění. V současnosti zůstává téma neprozkoumané, s dosud neobjevenými možnostmi. Např. by mohly a měly být prozkoumány horní vyztužení, polymerové vyztužení, trvale spolupůsobící textilní vyztužení atd. Tim Ibell, Antony Darby, John Bailiss: Fabric-formed cencrete beams Concrete for Construction Industry, February 2007, str. 28-29

Typické uspořádání textilního bednění

Zatěžování nosníků během zkoušky

RECENZE P O H L E D O V Ý B E T O N – T E C H N O LO G I E A N ÁV R H E X P O S E D C E N C R E T E – T E C H N O LO GY A N D D E S I G N Günter Pfeifer; Antje M. Liebers; Per Brauneck Pohledový beton je jedním z nejvíce fascinujících a náročných stavebních materiálů. Práce s ním vyžaduje nejvyšší technickou přesnost, obzvláště tam, kde architektonický charakter je daný výjimečnými materiálovými vlastnostmi. Architekti jako Tadao Ando, Frank Gehry, Daniel Libeskind, Gigon-Guyer a Diener & Diener definovali vysoký standart pro použití betonu v jejich stavbách. Ve své první části kniha prezentuje úspěšné použití pohledového betonu v architektuře na příkladech od deseti mezinárodně uznávaných architektů a analyzuje jejich práci s tímto materiálem. V druhé části popisuje klíčové aspekty pohledového betonu (povrch, barva, bednění, spáry, složení atd.), detailně pojednává o procesu betonáže, dává doporučení, jak se vyhnout chybám a popisuje úspěšné návrhy. Vydavatel: Birkhäuser – Publishers for Architecture, 2005, www.birkhauser.ch ISBN 3-7643-7269-9 anglická verze Cena: 69,90 EUR (není započtena místní DPH) / 115CHF


2/2007

63

SEMINÁŘE, SEMINÁŘE,

KONFERENCE A SYMPOZIA

KON FE R E NC E A SYM P OZIA V

ČR

ITA-AITES WOR LD TU N N EL CONGR ESS 2007 U N DERGROU N D SPACE – TH E 4 TH 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 www.betontks.cz SANACE 2007 17. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 17. a 18. května 2007, Brno, Rotunda pavilonu A, Brněnské výstaviště Kontakt: e-mail: [email protected], www.sanace-ssbk.cz, viz www.betontks.cz NOVÉ B ETONÁŘSKÉ NOR MY 2007 Seminář Termín a místo konání: 29. května 2007, Praha Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbsbeton.eu 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 F I B R E CONCR ETE 2007 – TECH NOLOGI E, NAVR HOVÁN Í, AP LI K ACE 4. mezinárodní konference Termín a místo konání: 12. a 13. září 2007, Stavební fakulta ČVUT v Praze Kontakt: e-mail: [email protected], http://concrete.fsv.cvut.cz/fc2007, viz www.betontks.cz P R EFAB R I K ACE A B ETONOVÉ DÍ LCE 2007 4. konference Termín a místo konání: 10. a 11. října 2007, Dům hudby, Pardubice Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbsbeton.eu ČSN EN 1992-1-1 Školení Termín a místo konání: 1. a 8. listopadu 2007, Praha Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbsbeton.eu B ETONÁŘSKÉ DNY 2007 14. Mezinárodní konference Termín a místo konání: 28. a 29. listopadu 2007, KC Aldis, Hradec Králové Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbsbeton.eu

ZAHRANIČNÍ

KON FE R E NC E A SYM P OZIA

CONCR ETE STR UCTU R ES: STI M U L ATORS OF DEVELOP M ENT fib sympozium Termín a místo konání: 20. až 23. května 2007, Dubrovník, Chorvatsko Kontakt: e-mail: [email protected], www.igh.hr/fib-dubrovnik-2007 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 I I JOI NT I NTER NATIONAL R EADY M IXED CONCR ETE CONGR ESS XV ERMCO Congress and XI FIHP Congress Termín a místo konání: 4. až 8. června 2007, Sevilla, Španělsko Kontakt: Congress Secretariat, Viales el Corte Ingl‘és, S. A., Princesa 47, 28008-Madrid, Spain F R AMCOS-6 6. mezinárodní konference • recent advances in fracture mechanics of concrete • R/C fracture and structural design codes • structural monitoring and assessment • repair and retrofitting • high-performance materials and durability • concrete-like and quasi-brittle materials Termín a místo konání: 17. až 22. června 2007, Catania, Itálie Kontakt: http://www.framcos6.org

64

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 32 N D CON F ER ENCE: OU R WOR LD I N CONCR ETE & STR UCTU R ES 32. 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.iwb.uni-stuttgart.de 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.fib.bme.hu/ccc2007, viz www.betontks.cz 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 SUSTAI NAB LE B R I DGES Mezinárodní konference Termín a místo konání: 10. a 11. listopadu 2007, Wroclaw, Polsko Kontakt: e-mail: [email protected], www.sustainablebridges.net F R P I N STR UCTU R ES 1. asijsko-pacifická konference Termín a místo konání: 12. až 14. prosince 2007, Hong Kong Kontakt: www.hku.hk/apfis07/, viz www.betontks.cz F I RST S PAN I S H CO N G R ESS O N S E LF- CO M PACTI N G CO N C R ETE – HAC 200 8 Termín a místo konání: 18. a 19. února 2008, Valencia, Španělsko Kontakt: www.hac2008.es 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, viz www.betontks.cz I N FOR MATION AN D COM M U N ICATION TECH NOLOGY (ICT) FOR B R I DGES, B U I LDI NGS AN D CONSTR UCTION P R ACTICE IABSE konference Termín a místo konání: 4. až 6. června 2008, Helsinky, Finsko Kontakt: e-mail: [email protected], viz www.betontks.cz CR EATI NG AN D R EN EWI NG U R BAN STR UCTU R ES, TALL B U I LDI NGS, B R I DGES AN D I N F R ASTR UCTU R E IABSE kongres Termín a místo konání: 14. až 19. září 2008, Chicago, USA Kontakt: IABSE Chicago 2008, Organising Committee, fax: +184 729 148 13 UTI LIZ ATION OF H IGH-STR ENGTH AN D H IGH-P ER FOR MANCE CONCR ETE 8. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 27. až 29. října 2008, Toshi Central Hotel, Tokio, Japonsko Kontakt: [email protected], www.jci-web.jp/8HSC-HPC/ viz www.betontks.cz IABSE SYM POZI U M Termín a místo konání: 13. až 18. září 2009, Bankok, Thajsko


2/2007

ODBORNÉ ZAMĚŘENÍ A CÍL ŠKOLENÍ

POZVÁNKA

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

Školení

BÍLÉ VANY VODOTĚSNÉ BETONOVÉ KONSTRUKCE

Základové a pažící betonové konstrukce stejně jako podzemní betonové části budov i průmyslových a inženýrských staveb bylo vždy nutno chránit proti působení a pronikání podzemní vody a zemní vlhkosti. Vedle stále dokonalejších technologií a výrobků izolujících rubovou plochu konstrukcí směřuje vývoj v posledních 15 letech k zajištění trvalé vodotěsnosti, resp. vodonepropustnosti samotné betonové konstrukce. Takové vodotěsné betonové konstrukce (vžilo se pro ně označení „bílé vany“) není třeba dále izolovat a chránit vnějšími izolačními vrstvami. Navrhování a realizace bílých van se záhy rozšířily zejména v Německu a Rakousku, dvou betonářsky vyspělých zemích. Řada bílých van byla úspěšně realizována i v České republice. Česká betonářská společnost ČSSI (ČBS) ve spolupráci s ČBS Servis, s. r. o., vydala v roce 2006 v edici technických pravidel (TP ČBS) překlad rakouské směrnice Vodotěsné betonové stavby – bílé vany (Richtlinie Wasserundurchlässige Betonbauwerke – Weisse Wannen, 12/2002). Tím dostala technická veřejnost v ČR ucelený technický předpis pojednávající o progresivním a perspektivním typu betonových konstrukcí od jeho koncepčního návrhu přes dimenzování a konstruování až po zásady úspěšné realizace. Pro rok 2007 připravily ČBS/ČBS Servis ve vazbě na vydaný předpis jednodenní školení určené všem, kteří se bílými vanami již zabývají, anebo se o ně zatím jen zajímají – projektantům, pracovníkům prováděcích firem, investorům a správcům. Hlavní překážkou, která dosud brání přiměřeně širokému uplatnění bílých van v betonovém stavitelství ČR, je nedostatek informací a tím leckdy i přetrvávající nedůvěra k jejich používání. Věříme, že školení, které povedou jako lektoři odborníci, mající s bílými vanami již víceleté zkušenosti, k rozšíření těchto moderních betonových konstrukcí výrazně přispěje. Účastníci školení obdrží jako metodický podklad výtisk TP ČBS 02 Bílé vany a sborník přednášek, příkladů a prezentací. Teoretický výklad lektorů bude omezen tak, aby vznikl dostatečný prostor pro ilustraci problematiky na příkladech, zodpovídání dotazů a pro diskuzi. V závěru školení bude krátkým testem ověřena úroveň znalostí nabytých účastníky. Všem účastníkům, kteří školení a test v plném rozsahu absolvují, bude na místě předán certifikát ČBS. SBOR LEKTORŮ Prof. Ing. Jaroslav Procházka, CSc., FSv ČVUT v Praze Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA, Česká betonářská společnost ČSSI, garant školení Ing. Pavel Kasal, Metrostav, a. s., Divize 6 Ing. Pavel Lebr, Hochtief CZ, a. s. Ing Jan Perla, JAPE – projekt, spol. s r. o. TERMÍN A MÍSTO KONÁNÍ Úterý 24. dubna 2007, hotel Olympik Tristar, U Sluncové 14, Praha 8.

24. dubna 2007 Praha, hotel Olympik Tristar

KONTAKTNÍ SPOJENÍ 쾷 ČBS Servis, s. r. o., Samcova 1, 110 00 Praha 1 ☎ 222 316 173, 222 316 195 222 311 261 [email protected] URL www.cbsbeton.eu

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

2007 I NŽENÝRSKÉ STAVBY A LETIŠTĚ

Recommend Documents