2007 T ECHNOLOGIE BETONU

5/2007

T E C H N O LO G I E

BETONU

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

1 2 / NM

OVÉ SPOJENÍ

PRAHA HL. N., – LIBEŇ, VYSOČANY,

ASARYKOVO N.,

HOLEŠOVICE

REAKTIVNÍ

JEMNOZRNÝ

BETON

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

30/ O

DUCTAL®

/22

CHRANA BETONU V OBLASTI

ODPADNÍ A PITNÉ VODY

„BETONOVÁ“

POHLEDNICE Z DOVOLENÉ

/59 44/ Č

ASOVÝ VÝVOJ NAMÁHÁNÍ

V PŮDORYSNĚ ZAKŘIVENÝCH MOSTECH MĚNÍCÍCH V PRŮBĚHU VÝSTAVBY STATICKÝ SYSTÉM

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

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

MODRÝ

50/

VÝPOČET KARLOVA

STAVŮ NAPĚTÍ A POŠKOZENÍ MOSTU V

PRAZE

BETON

/49

Ročník: sedmý Číslo: 5/2007 (vyšlo dne 12. 10. 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

VĚDA

ÚVODNÍK

V LIV

Michal Števula

V YSOKOHODNOTNÝC H B ETON Ů

/2

TÉ M A B ETON – KŘ IŽOVATK A Michal Števula

M AT E R I Á L Y V LIV

TR H LI N NA TR ANSP ORTN Í VL ASTNOSTI

Eva Vejmelková, Milena Pavlíková, Pavel Padevět, Petr Konvalinka, Robert Černý / 3 8 Č ASOV Ý

P OŽ A DAV KŮ

/3

V Ý V OJ NAMÁHÁN Í V PŮ DORYSN Ě

Z AK Ř IV E NÝC H MOSTEC H M Ě N ÍC ÍC H V PR Ů B Ě H U V ÝSTAVBY STATIC KÝ SYSTÉ M

Vladimír Křístek, Lukáš Vrablík

/44

M ODRÝ

/49

A TECHNOLOGIE B ETON

DOBY OŠETŘOVÁN Í A TE PLOT Y B ETON U

NA RYC H LO ST J E HO ZPEVŇOVÁN Í

Alain Štěrba, Tomáš Štěrba

/6

N OVÉ SP OJ E N Í P R AH A H L . N ., M ASA RYKOVO N ., – L I B E Ň , V YSOČANY , H OLEŠOVIC E , SO 860 ESTAK ÁDA M ASA RYKOVO NÁDR AŽÍ – R EA LIZ AC E Lukáš Bludský, Milada Mazurová /12 V LIV

A VÝZKUM

V ÝP OČ ET STAVŮ NAPĚTÍ A P OŠ KOZE N Í K AR LOVA MOSTU V P R AZ E Jiří Šejnoha, Jan Novák, Zdeněk Janda, Jan Zeman, Michal Šejnoha /50 S TU DI E

TE R MO - HYG RO - M EC H AN IC KÉ HO C HOVÁN Í

/54

LE H KÉ HO SAMOZH UTN IT E LN É H O B ETON U

Michala Hubertová, Rudolf Hela

/16

R EAKTIVN Í J E M NOZR NÝ B ETON D UCTAL ® Mark Rebentrost, Pavel Smíšek B ETONOVÁN Í

/22

V ZI M Ě Z A N ÍZ KÝC H

Jaroslav Bezděk B ETÓN

/24

C YKLOTRÓNOVÉ HO C E NT R A S LOV E N S K E J R E PU B LI KY , PAV I LÓ N J Igor Halaša, Ján Pullman, Stanislav Unčík /26 Z ÁK L AD OVE J DOSKY

SANACE O C H R AN A

B ETON U V OB L ASTI

ODPADN Í A PITN É VODY

Tomáš Plicka

/30

SOFT WARE S TAT IC KÉ

V ÝP O ČT Y A NAVR HOVÁN Í

SP OJ IT ÝC H NOSN Í KŮ

Libor Švejda

SPEKTRUM „B ETONOVÁ “ P OH L E DN I C E Jana Margoldová REŠERŠE

A Z ÁP O R NÝC H TE PLOT

/34

Grafický návrh: DEGAS, grafický ateliér, Heřmanova 25, 170 00 Praha 7 Sazba: 3P, s. r. o., Staropramenná 21, 150 00 Praha 5 Tisk: Libertas, a. s. Drtinova 10, 150 00 Praha 5

TLUSTÉ Z ÁK L AD OVÉ DESKY

Tomáš Koudelka, Tomáš Krejčí a Jiří Šejnoha

PŘ Í DAV KU VL ÁKE N NA VL ASTNOSTI

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

Z DOVOLE N É

/59 /62

ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ

AKTUALITY S E M I NÁ Ř E ,

KON FE R E NC E A SYM P OZ IA

FIREMNÍ

/64

P R E Z E N TAC E

MINELCO Loudin a spol., s. r. o. HALFEN-DEHA LIAPOR MC-Bauchemie s.r.o. BETONRACIO Mott MacDonald RIB Agrotec BETOSAN Ing. Software Dlubal VSL

BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

/5 /9 /11 /21 /29 /29 /33 /35 /37 /43 /53 /3.

Adresa vydavatelství a redakce: Beton TKS, s. r. o. Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 www.betontks.cz 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 6 x 35 = = 210 Skk), cena bez DPH 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 Za původnost příspěvků odpovídají autoři. Označené příspěvky byly lektorovány. Foto na titulní straně: Čerstvý beton v konstrukci Polyfunkčního domu v Křižíkově ul. v Praze 8, foto: Michal Linhart BETON TKS je přímým nástupcem časopisů Beton a zdivo a Sanace.

STRANA OBÁLKY

5/2007

1

ÚVODNÍK EDITORIAL

HEZKÝ

PODZIM!

Tento pozdrav na úvod se zdá být poněkud neobvyklý, nicméně je to tak: léto je pryč a konec roku se blíží. Slovy klasika: „Nemusí se nám to líbit, můžeme s tím nesouhlasit, ale to je asi tak všechno, co s tím můžeme dělat“. Podzim je z hlediska práce náročné období. Pracovní tempo se zrychluje: projekty, které mají být odstartovány ještě letos a ty, jež mají být do Vánoc dokončeny, vyžadují velký kus úsilí a času. To je myslím určité spojení mezi podzimem a betonem. Již několikrát jsem psal, že technologie betonu postoupila za posledních deset let mílovými kroky kupředu. Připomenemeli si výrobu, dopravu, ukládání betonu, bednění, vyztužování, ošetřování a údržbu betonu a betonových konstrukcí z počátku sedmdesátých let minulého století a porovnáme-li to se současností, jedná se o dobře známé „nebe a dudy“. Bohužel, pro některé uživatele se na první, a tudíž nejdůležitější, pohled změnilo velmi málo. Přes obrovská zlepšení v jednotlivých krocích při zhotovování betonové konstrukce obdrží zákazník velmi často něco, co nechtěl: beton s povrchem, který se mu nelíbí a který je „opraven“ přestěrkováním nebo jinak. Změnu tohoto stavu lze dosáhnout jen velkým úsilím a časem věnovaným každé části života betonové konstrukce. Informace o betonových konstrukcích s výjimečným povrchem se v tuzemsku objevují pravidelně. Architekti a zákazníci však poukazují na to, že u nás je obtížné podobné nápady realizovat: „že pohledový beton není pohledový“. Prvním kamenem úrazu je obvykle úvodní komunikace. „Pohledový“ beton je beton, na který se hledí, neboli, který je vidět. Zároveň se předpokládá, že by to měl být pohled oku libý. Je jasné, že bez další podrobnější specifikace zde máme obrovské množství možností: pro někoho je „pohledový beton“ hladký, až ocelově lesklý povrch s minimem pórů a bublin, pro dalšího pravidelný rastr po bednících dílech, obtisk prken bednění atd. Běžným požadavkem v tuzemsku je beton „bez trhlin“ tzn. i bez vlasových. Přitom pro beton je normální, že trhliny má, má i póry a další drobné „imperfekce“. To je povaha materiálu. Proto je pro dobrý výsledek počátek komunikace zcela zásadní. Pro všechny zúčastněné je potřeba získat představu: 1. jaký je záměr investora, 2. je-li technicky uskutečnitelný, 3. jaká je pracnost v jednotlivých etapách (projekce, technologická příprava, odzkoušení postupů, proškolení pracovníků projektanta, výrobce betonu a dodavatele stavby), 4. jaká je časová náročnost a 5. jaká bude cena. Pokud se zanedbá nebo odloží některý z výše uvedených bodů, je později jen malá naděje, že s výsledným „pohledovým“ betonem budou spokojeni všichni zúčastnění a že na něj se zalíbením pohlédnou. Často se mezi odborníky na beton hovoří o tom, jak ho vnímá laická veřejnost, jak nešťastně jsou u ní zapsána betonová sídliště z komunistické minulosti, že se slova „zabetonovat“, „betono2

vý“ a „vybetonovaný“ používá v tisku v pejorativním významu. Mnohokrát jsem viděl v televizi reportáž o „vybetonovaném“ korytu místního toku, přičemž za reportérem bylo možné vidět kamenným zdivem upravené břehy potoka. V myslích lidí je zakořeněn další rozpor, který si ani neuvědomují: chtějí dokonalé stavby z mimořádně kvalitního materiálu – třeba betonu, ale zároveň v nich přežívá pocit: „co na tom je, pár ohnutých drátů, zamíchat vodu s cementem a pískem a přitom za to chtějí tolik peněz“. Všichni betonáři znají dohady o tom, má-li být stropní deska tlustá 180 nebo raději jen 160 mm, není-li ve sloupu „nějak moc drátů“ a tak pořád dokola. Přitom z hlediska ceny, vezmeme-li například administrativní budovu, činí náklady na železobetonovou nosnou konstrukci přibližně 20 % (beton a výztuž včetně dopravy na staveniště, dopravy po staveništi, bednění, práce a všech dalších úkonů nutných ke zhotovení konstrukce). Tenčí stropní deska přinese úspory materiálu a tudíž snížení ceny, ale v řádech menších než 1 % z výše uvedených 20 %, tzn. hrubým odhadem asi 0,2 % z ceny stavby. Tato úspora je pak „vyvážena“ zvýšeným rizikem průhybů a větším vlivem každé imperfekce. Náklady na obklady vstupní haly a na „pozlacené“ kliky od dveří zpochybňovány nejsou. Přesto, že za posledních patnáct let kvalita, stejně jako požadavky, na beton významně vzrostly, je potřeba šířit informace mezi všechny účastníky výstavby a dále mezi laickou veřejnost. Dát důraz a udělat si čas na každý detail betonové konstrukce na cestě od rýsovacího prkna až k lidem, kteří jej ošetřují při tuhnutí a tvrdnutí. Důležité je to zejména v době, kdy se pracovní tempo zrychluje. Velký kus práce byl vykonán, ale cesta je daleká. Je to jako při sportu: zlepšit výsledek o jedno procento znamená i třikrát větší úsilí. Nezapomeňte, že kromě hektického pracovního tempa, přinášejí říjnové a listopadové dny i pěkné počasí a pestré barvy. Ještě jednou: Hezký podzim! Michal Števula ředitel vydavatelství BETON TKS, s. r. o.


5/2007

TÉMA TOPIC

BETON –

KŘIŽOVATKA POŽADAVKŮ CONCRETE – CROSSROAD OF REQUIREMENTS

MICHAL ŠTEVULA Beton se mnoha lidí dotýká různým způsobem. Projektant, stavitel, výrobce cementu, kameniva, betonu, investor, uživatel a laická veřejnost na něj nahlíží z jiného úhlu pohledu. Concrete can touch people by different way. Designer, constructor, producer of cement, aggregate, concrete, investor, user and laik community can see it from a different point of view . V novodobé historii absolvoval beton cestu vývoje v oblasti kvality vstupních materiálů, rozšíření jejich počtu o příměsi a přísady, v oblasti technologie čerstvého betonu, vyztužování, zdokonalování navrhování konstrukcí a v přístupech k jeho trvanlivosti, odolnosti a vlivu na životní prostředí od těžby a výroby vstupních surovin, přes výrobu čerstvého betonu, realizaci stavebního díla až po recyklaci na konci jeho života. Zapomenout nelze ani na vývoj legislativy a zejména na požadavky investorů. Tento mnohoparametrický proces je navíc od minulosti směrem k současnosti stále rychlejší. Beton se tak v mnoha ohledech stává křižovatkou, kde se tyto požadavky stýkají, některé se navzájem podporují a jiné jdou v určitý časový okamžik proti sobě. Následující odstavce mají ukázat některé ze vztahů ovlivňujících něco tak „jednoduchého“ jako je beton. P O H L E D Č Í S LO 1 – Ž I V OT N Í P R O S T Ř E D Í Dnes velmi často užívaný termín, který je kromě objektivní potřeby lidí žít ve zdravém klimatu vyvoláván jako džin z láhve pokaždé, chce-li někdo zapůsobit na laickou veřejnost. Jak to ale vypadá z pohledu celého procesu výstavby týkajícího se betonu: Projekt Každá větší stavba musí být v rámci řízení ke stavebnímu povolení (nebo i dříve) posouzena dle Zákona č. 100/ 2001 Sb. o posuzování vlivů na životní prostředí tzv. EIA a popřípadě SEA. Technicky a funkčně správný návrh přispěje k delší trvanlivosti konstrukce. Vstupní suroviny pro beton Kamenivo – jeho těžba je pod pozorným dohledem veřejnosti žijící v okolí lomů. Otevření nových ložisek je mimořádně obtížné. Obyvatelé žijící v blízkosti plánovaných lomů si nepřejí jejich otevření a provoz s tím související. Technické požadavky investora a projektanta jsou často velmi striktní (kamenivo s nízkým nebezpečím pro vznik alkalicko-křemičité reakce), požadavky ČSN EN 206-1 na mrazuvzdornost kameniva apod. Ložisko požadovaného kvalitního kameniva může ležet ve značné vzdálenosti od stavby. Užitím vybraného kameniva se na jedné straně zvýší trvanlivost stavby na druhé straně však i její pořizovací cena a negativní vlivy na okolí dané větší přepravní vzdáleností. Cement – těžba surovinových součástí, zejména nízkoprocentních vápenců pro výrobu cementu, je stejně jako těžba kameniva pod pozorným dohledem veřejnosti žijící v okolí lomů a otevření nových je mimořádně obtížné. Obyvatelé žijící v blízBETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

kosti plánovaných lomů si nepřejí jejich otevření a provoz s tím související. Vlivem investic do zdokonalených technologií výroby cementu a betonu: • klesl objem těžby vysokoprocentního vápence pro výpal slínku za rok 2006 v porovnání s rokem 1990 o 36,5 %, • pevné emise z výpalu slínku byly ve stejném období sníženy o 97,5 %, • celkové emise CO2 sníženy o 21,2 %, • objem výroby cementu snížen asi o 38 %, • celková spotřeba tepla snížena o 18,2 %, • podíl alternativních paliv (biomasa, použité pneu a další) vzrostl z 1 na 39 %. Asi 70 % cementů používaných v České republice je struskových či popílkových. Využívá se některých odpadů z provozů elektráren a vysokých pecí. Téměř všechny výrobny cementu vlastní certifikát dle ČSN EN 14001 systém environmentálního managementu, některé i ČSN EN 18001 systém managementu bezpečnosti a ochrany zdraví při práci. Provoz cementáren podléhá režimu integrovaného povolení IPPC a emisních povolenek dle EU. Jejich množství bylo pro současný rok navýšeno o 2 %, přičemž růst ekonomiky a hospodářství byl okolo 6 %. Vhodné typy popílků a strusky jsou používány jak pro výrobu cementu, tak i betonu. Výroba čerstvého betonu Výrobní zařízení – betonárny – podléhají platným hygienickým předpisům (prašnost, hlučnost). Každá nová výrobna musí být v rámci řízení ke stavebnímu povolení (nebo i dříve) posouzena dle Zákona č. 100/ 2001 Sb. o posuzování vlivů na životní prostředí tzv. EIA a popřípadě SEA. Současným standardem je rovněž certifikace dle ČSN EN 14001 systém environmentálního managementu, někde i ČSN EN 18001 systém managementu bezpečnosti a ochrany zdraví při práci. Výroba betonu tříd C12/15 a vyšších podléhá certifikaci. Od roku 1997 proběhlo šest vln certifikací dle měnících se norem a Nařízení vlády. To je v průměru téměř každý druhý rok nová certifikace. S postupným vývojem technologií výroby a získávanými zkušenostmi klesá průměrné množství cementu v 1 m3 betonu. Mezi roky 2000 a 2006 asi o 4 %. Do čerstvého betonu jsou používány příměsi: vhodný popílek a struska – odpady z hutního a elektrárenského průmyslu. Recyklace čerstvého betonu se stala běžnou součástí systému. Beton nezpracovaný na staveništi nebo odmítnutý je odvezen zpět na betonárnu a recyklován. To znamená, že se rozdělí na kamenivo a „kalovou“ vodu. Obojí je možné využít pro výrobu betonů nižších tříd, pokud to projektant či investor z technických důvodů nezakáží. Provádění stavby Stavební společnosti podléhají při výstavbě platným hygienickým předpisům (prašnost, hlučnost, omezení provozu apod.). Řada 5/2007

3

TÉMA TOPIC

z nich je vybavena certifikátem dle ČSN EN 14001 systém environmentálního managementu a ČSN EN 18001 systém managementu bezpečnosti a ochrany zdraví při práci. Funkce konstrukce Správně navržená konstrukce má s odpovídající údržbou předpokládanou odolnost a trvanlivost (životnost). Zkušenosti z dob dřívějších byly často hořké, díky kombinaci špatné kvality vstupních materiálů, neodborné výroby a ošetřování betonové konstrukce a absence i nejzákladnější údržby. Konec života konstrukce Po rozhodnutí odstranit konstrukci z betonu, může být tato za určitých pravidel recyklována předrcením a roztříděním a použita jako recyklované kamenivo do betonu. Dobrým příkladem jsou kompletní rekonstrukce dálnic v bývalém NDR. POHLED

Č Í S LO

2 –

TEC H N IC KÉ SPEC I FI K AC E,

T RVA N L I V O ST

Trvanlivost betonových konstrukcí se v posledních deseti letech projevila jako klíčový požadavek. Množství „životních“ situací, kterými musí betonová konstrukce projít za padesát a více let, je obrovské. Variabilita agresivních prostředí rovněž. Některé z problémů nejsou ještě zcela objasněny a názory uznávaných odborníků se od sebe liší. Dobrým příkladem je diskuze o nutném provzdušnění mrazuvzdorných betonů. K tomu se připojují požadavky dodavatele stavby na konzistenci, množství a rychlost vývoje hydratačního tepla, rychlost náběhu pevností a další. Je zřejmé, že i zde jdou mnohé proti sobě (například provzdušnění – pevnost v tlaku). Provzdušnění rovněž ovlivňuje cenu betonu a výrobní kapacitu betonárny, neboť provzdušněný beton se mísí až třikrát déle než neprovzdušněný. P O H L E D Č Í S LO 3 – C E N A Některé aspekty zvyšující cenu konstrukce z betonu jsou uvedeny výše. Následují další: • Použití speciálních cementů či kameniva zvýší cenu betonu nejenom o rozdíl v základních položkách, ale i o náklady spojené s nutností mít navíc skládku kameniva nebo silo na cement s možností dávkování do míchačky. • Požadavek na speciální úpravy betonu, například povrchu, je možné zajistit pouze po zkouškách betonáže a s vyškoleným personálem ve výrobně i na stavbě. • Legislativa v podobě nových a vracejících se vln certifikací. • Změny norem na výrobu betonu i pro navrhování konstrukcí. Ještě v devadesátých létech byl součinitel zatížení pro vlastní tíhu konstrukčního železobetonu 1,1 a dnes je 1,35. Po zavedení ČSN EN 206-1 stouply požadavky na beton asi o dvě pevnostní třídy. Dominantní se místo únosnosti stala trvanlivost. • Ne zcela odladěné požadavky norem. Příkladem je v evropské normě připravovaná klasifikace kameniva dle nebezpečí alkalicko-křemičité reakce. Rakousko na příkladu realizovaných a sledovaných staveb doložilo, že předložený navrch klasifikace řadí asi 70 % z nich do kategorie s nebezpečím AK reakce, avšak výsledky monitoringu na konstrukcích to neprokazují. • Splnění požadavků na životní prostředí znamená investice, a tudíž i jinou cenu finálního produktu. To se týká základních 4

surovin (provoz lomu a jeho konsolidace po ukončení těžby), výroby cementu, výroby betonu, dodavatele stavby i konstrukčního řešení. • Zavedení režimu emisních povolenek může při jejich nedostatku významně navýšit cenu cementu (a jiných stavebních materiálů). Cementárny jsou vybaveny špičkovou technologií na snížení emisí síry a dusíku. V současné době není technické řešení pro další snížování emisí CO2. • Změna výše DPH u staveb pro bydlení. • Zvýšení cen energií a paliv v průběhu posledních deseti let. • Ekologická daň pro veškerá paliva a elektrickou energii od roku 2008. P O H L E D Č Í S LO 4 – E S T E T I K A Nově navržená konstrukce musí být rovněž estetická. Příjemné působení na uživatele stavby je součástí životního prostředí. P O H L E D Č Í S LO 5 – V Š E C H N O D O H R O M A DY Výsledkem všech pohledů je koktejl, kde se velmi hravě může projevit motýlí efekt. Změňte drobně charakteristiku kameniva a dostanete významně jinou cenu a vliv na životní prostředí. Často proti sobě jdou i požadavky ze stejných kategorií: v technické například provzdušnění a pevnost v tlaku nebo rychlý nárůst pevnosti a malé smrštění, v oblasti životního prostředí neochota skupiny lidí povolit otevření nového lomu a zájem jiné jezdit co nejdříve po nové kvalitní dálnici. V oblasti ceny chceme levné stavby, ale trvanlivé. Z ÁV Ě R Závěrem lze říci, že celý problém je mimořádně pestrý, a tím i komplikovaný. Při jeho řešení je zapotřebí v rozumné míře akceptovat všechna hlediska a nepreferovat či silově prosazovat pouze jedno z nich. Je třeba, aby si všichni zúčastnění uvědomili, co je technicky možné a jak se každý z požadavků promítá do celkové ceny stavebního díla. Pak nemohou vzniknout díla, jež jsou například esteticky zdařilá, avšak s omezenou funkčností a někdy i několikanásobně vyšší cenou, než by mohla být při rozumném kompromisu technických, estetických a ekologických požadavků. Zároveň je nezbytné tyto informace ve vhodné formě předkládat i laické veřejnosti, která snadno podléhá různým názorům jenom proto, že jsou hlasitější. To se jeví aktuální zejména v době, kdy se ozývají dotazy k porovnání cen staveb veřejných v tuzemsku a v zahraničí a kdy se státní pokladna úspěšně zadlužuje i v současných létech hojnosti.

Ing. Michal Števula, Ph.D. Svaz výrobců betonu ČR Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 – Nusle tel: 246 030 153 e-mail: [email protected], www.svb.cz


5/2007

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

M AT E R I Á LY M AT E R I A L S

A TECHNOLOGIE AND TECHNOLOGIES

VLIV

DOBY OŠETŘOVÁNÍ A TEPLOTY BETONU NA RYCHLOST JEHO ZPEVŇOVÁNÍ THE EFFECT OF THE TIME OF CURING AND TEMPERATURE OF CONCRETE ON ITS HARDENING SPEED ALAIN ŠTĚRBA, TOMÁŠ ŠTĚRBA Mnohé technologické fáze výroby monolitického a prefabrikovaného betonu jsou závislé na znalosti rychlosti zpevňování betonu. Pro vysokou variabilitu místních podmínek se nejspolehlivěji vychází z výsledků experimentální činnosti a ze zažité zkušenosti. Při jejich nedostatku jsme odkázáni na teoretické znalosti. Pro jejich popsanou složitost může pomoci i v závěru uvedený výpočetní program Maturibet. Numerous technological phases of production of monolithic and prefabricated concrete depend on the knowledge of concrete hardening speed. In order to achieve a high variability of local conditions as reliably as possible, professionals ensue from the outcomes of experiments and experience gathered. If those are missing, engineers are left to their theoretical knowledge. The calculation program Maturibet presented at the end may also be of help to solve their described complexity. Zralost (maturity) betonu [1] je zpravidla posuzována podle růstu krychelné pevnosti a to ve vztahu k pevnosti po 28 dnech normálního vlhkého ošetřování (v tolerovaných mezích kolem 20 °C). U jiných vlastností betonu je průběh poněkud jiný (z hlediska vodotěsnosti jde např. o významnější vliv dlouhodobějšího ošetřování, naopak u pevnosti v tahu je rychlost zpevňování zpravidla vyšší). V tomto příspěvku bude až na výjimky sledován pouze růst krychelné pevnosti obyčejného neprovzdušněného betonu, případně i těžkého betonu. (Pro nepříznivý vliv pórovitého kameniva a vzduchových pórů na dlouhodobé pevnosti se zpevňují lehké a provzdušněné betony relativně rychleji.) P Ř Í K L A DY O B L A S T I V Y U Ž I T Í • odhad doby ukončení ošetřování v době záporných teplot (ošetřování krytím povrchu do pevnosti povrchu betonu alespoň 5 MPa), • odhad doby odformování svislých stěn, 6

• odhad doby ošetřování do získání vlastností odpovídajících požadavkům na odolnost proti vlivům prostředí (v roce 2007 bude ČSN P ENV 13670–1 [2] doplněna o nároky na třídy ošetřování s požadavky na podíly pevnosti 30, 50 a 70 % z charakteristické pevnosti), • stanovení doby odformování (případně uvolnění podpěr) vodorovných konstrukcí v závislosti na požadavcích statika, • stanovení doby ošetřování do doby předpínání (zpravidla požadováno dodržení pevnosti 70 % charakteristické pevnosti). Některé soudobé požadavky na technologické pevnosti v prefabrikaci uvedl Čížek [3]: Pro železobetonové dílce s výslednou pevností 45 až 55 MPa se požaduje po 14 ± 2 h (jednodenní výrobní cyklus) odformovací pevnost 22,5 ± 2,5 MPa, pro předem předpjaté dílce s výslednou pevností 55 až 75 MPa se po stejné době požaduje pevnost 37,5 ± 2,5 MPa. Ve vztahu k průměrné dvacetiosmidenní pevnosti se tedy obvykle vyžadují relativní pevnosti 45 a 58 %. V zájmu hospodaření cementem (tím i energií) lze v souhlasu s ustanovením čl. 8.2.1.3 ČSN EN 206–1 [4] využít růst pevnosti po 28 dnech k provádění kontroly shody ve stáří betonu 56 nebo 90 d. V případě použití cementů s vyšším obsahem latentně hydraulických složek (strusky a pucolánů) a/nebo podobně působících příměsí se tak zvětší krychelná pevnost o 15, resp. 25 % (i více). Takto lze v odůvodněných případech eliminovat negativní vliv uvedených pojiv na rychlost tvrdnutí, a tím využít jejich kladný vliv na odolnost betonu proti některým vlivům prostředí. Požadavky norem Pro velký vliv a rozmanitost výchozích podmínek je třeba pro specifikaci rychlosti tvrdnutí spoléhat v prvé řadě na výsledky zkoušek. (Dále uvedená zobecnění jsou uvedena hlavně pro použití při nedostatku experimentálních údajů). Tato skutečnost je v ČSN EN 206–1 normativně respektována pouze tím, že

je pro stanovení doby ošetřování v čl. 7.2 „Informace od výrobce betonu odběrateli betonu“ dána možnost uvedení informace o průběhu nárůstu pevnosti betonu buď údaji podle tabulky 12, nebo křivkou průběhu nárůstu pevnosti při 20 °C v době mezi 2 a 28 d. V článku je dále specifikován pevnostní součinitel (v další části příspěvku je součinitel označován jako φ2) jako poměr poměrné pevnosti v tlaku po 2 d (fcm,2) k průměrné pevnosti v tlaku po 28 d (fcm,28). Dále je zde uvedeno, že tento součinitel se stanoví při průkazních zkouškách, nebo že je založen na známých vlastnostech betonu srovnatelného složení. V normativní příloze normy A (Průkazní zkouška) však požadavky uvedeného druhu chybějí. Z tohoto důvodu se zkouška krychelné pevnosti po 2 d provádí spíše výjimečně. Pro sobotní a nedělní pracovní volno v laboratořích je dalším možným důvodem i skutečnost, že z uvedeného důvodu je provádění průkazních zkoušek omezeno pouze na pondělí, úterý a středu. Účelnost dvoudenních zkoušek je však pro odhad růstu pevnosti nezpochybnitelná. Jedním z důvodů je i potřebná návaznost na zkoušení cementu (až na výjimku u cementů třídy 32,5 N se cementy CEM povinně zkoušejí i po 2 d). Ve vztahu k otázce zralosti a normalizaci je zajímavá zpráva [5], že v Holandsku platí norma NEN 5970 „Stanovení nárůstu pevnosti mladého betonu v tlaku na základě vážené zralosti“, která byla uveřejněna po dobrých zkušenostech s metodou vypracovanou panem de Vree. Z ÁV I S LO S T

KRYC H E LN É PEVNOSTI

N A D O B Ě O Š E T Ř O VÁ N Í P Ř I T E P LOT Ě

20 °C Jak bylo uvedeno výše, je třeba v prvé řadě spoléhat na údaje získané experimentem. Teoretická znalost průběhu zpevňování může však účinně pomoci v případě nedostatku uvedených údajů, případně ke zpřesnění interpolace. Proti dřívějšímu stavu se nyní významně rozšířila škála používaných materiálů (hlavně širším používáním přísad a příměsí) a technologií (včetně samozhutni-


5/2007

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. 1 Průběhy nárůstu pevnosti podle vztahu v EN 1992 [6] v závislosti na pevnostním součiniteli φ = fcm,t / fcm,28. Průběhy nárůstu pevnosti dle ČSN EN 206-1 [4]: R – rychlý, S – střední, P – pomalý, VP – velmi pomalý. Fig. 1 Strength growth diagrams by the relation in EN 1992 [6] depending on strength coefficient φ = fcm,t / fcm,28. Strength growth diagrams in accordance with ČSN EN 206-1 [4]: R – fast, S – medium, P – slow, VP – very slow

1,40 1,30 1,20 1,10 1,00 0,90 0,80 0,70

TQ[ &

ϕ =

TQ[b TQ[ &

=S

⎛ ⎛ & ⎞ # ⎞ a ⎜⎜− ⎜ ⎟ ⎟⎟ ⎝ ⎝ b ⎠ ⎠

,

(2)

kde s je koeficient závislý na druhu cementu a na všech dalších parametrech betonu. S cílem propojit tento vztah s výše uvedeným hodnocením dle ČSN EN 206–1 jsou v obr. 1 ilustrovány prů-

K = 0,30

>

K = 0,15

D>

0,30 0,20 0,10 0,00 1

2

3

5

7

10

14

28

56

90

100

TQ TQ &µ^][`^]xtbSx\ R\gO\]`[OZWh]dO\{ &R\

&

% pevnosti $

mez 0,50 mez 0,30 mez 0,15

#

"

!

= #' + % Z]U ( b ) , (1)

kde je fcm,t krychelná pevnost [MPa] betonu v době t, fcm,28 krychelná pevnost [MPa] betonu po 28 d (obvykle střední hodnota pevnosti betonu v tlaku), t stáří [d] betonu. Vztah (1) byl určen [6] jen pro intenzivně zhutňované betony vysokých tříd a nelze jej použít pro stáří menší než 1 d. Pro hrubější odhady je velmi dobře použitelný vztah uvedený v EN 1992 [7]:

A

0,40

telného betonu). Z tohoto důvodu nelze obecně používat dříve (i nyní) publikované vztahy, které modelují růst pevnosti pevným vztahem, např.

ϕ =

K = 0,50

0,50

Obr. 2 Závislost měrné dvoudenní pevnosti φ2 [1] = fc,2 / fc,28 betonu na jeho krychelné pevnosti R28 [MPa] po 28 d a na poměru počáteční a normalizované pevnosti cementu φcem,2 [1] = fcem2/fcem,28. Teplota betonu během ošetřování: 20 °C. Fig. 2 Dependence of specific two-day strength φ2 [1] = fc,2 / fc,28 of concrete on its compressive cube strength R28 [MPa] after 28 days on the ratio of the initial and standardized strength of cement φcem,2 [1] = fcem2/fcem,28. The temperature of concrete during curing is 20 °C.

TQ[b

@

0,60

!

"

#

$

%

&

'

TQ[µY`gQVZS\t^Sd\]abI;>OK^] &R^ÂW 1

běhy růstu pevnosti pro normativní rychlosti růstu pevnosti betonu (rychlý, střední, pomalý a velmi pomalý). Jediným součinitelem s nelze samozřejmě vyjádřit další vlivy působící na rychlost tvrdnutí v období kratším než cca 2 d, nebo naopak v pozdějším období po 28 d. V prvém případě závisí mimo jiné na rychlosti tuhnutí betonu, a tím i na konzistenci a na vlastnostech přísad a příměsí. V druhém případě (např. z hlediska stáří betonu po 56 a 90 d) narušuje plynulost vztahu pozdější hydratace příměsí (resp. některých hlavních složek směsných cementů) s pucolánovými a/nebo latentně hydraulickými vlastnostmi. Nevýhodou většího počtu volnosti

(dalších proměnných součinitelů) je naopak nebezpečí fyzikálně výjimečného nemonotónního průběhu. Pro případ, že pevnostní součinitel φ2 není znám, lze jej odhadnout pomocí vztahu (3), kde je φcem,2 poměr počáteční pevnosti cementu po 2 d k jeho normalizované pevnosti (po 28 d) a regresní součinitelé ai mají přibližné hodnoty: a1 ≈ 0,25, a2 ≈ 13, a3 ≈ 80. Exponent a4 vyjadřuje přibližný vliv konzistence, příměsí a přísad. Jeho průměrná hodnota je a4 = 1. Jeho směrné mezní hodnoty jsou: a4,min = 0,8; platí pro velmi tuhé konzistence, pro betony bez pucolánů (např. popílku) a latentně hydraulických látek, případně pro přísady, které O"

ϕ

]RVOR

⎡ ⎛ TQ[ & ϕ QS[ ⎞ ⎤ ⎟⎥ , ≈ ⎢ O ϕ QS[ + − O ϕ QS[ bUV ⎜ ⎝ O + O! ϕ QS[ ⎠ ⎥⎦ ⎢⎣


(

)

5/2007

(3)

7

STAVEBNÍ

KONSTRUKCE STRUCTURES

=RVORYÂWdYg\tPVc^Sd\]abW^]RZSdÝaZSRY×hY]cÈSY)`SZObWd\^Sd\]ab 1,30

1. Zadání výsledků zkoušek teplota T [°C] 20 20 20 20 5 5 5

1,20

dosažená pevnost rz [1] 0,8 0,8 1,03 1,05 0,6 0,8 1,05

1,10 1,00

@SZObWd\^Sd\]abIK

čas t [d] 3 7 90 180 3 7 28

0,90 0,80 0,70 0,60 rv5 rv10 rv20 rv30

0,50 0,40 0,30 0,20

Poznámky Beton – Herstellung nach Norm (Beton – výroba podle normy), 2001 Verlag Bau+Technik; str. Horní meze pevností při použití cementů tříd 42,5R, 52,5N a 52,5R.

0,10 0,00 0,25

0,5 0,75 1

1,5 2

3

5

7

10 14

21 28

56

90

vOaIRK

Obr. 3 Výtah z výstupu „Maturibet I“: tabulka dat zadaných pro regresní analýzu, poznámky (použité zdroje), grafický výstup průběhů zpevňování při teplotách betonu 5, 10, 20 a 30 °C. Fig. 3 Extract from the „Maturibet I“ output: a table of data set for the regression analysis, notes (sources used), graphical output of the courses of hardening under the temperatures of concrete equal to 5, 10, 20 and 30 °C Maturibet IVAb: směrný odhad bez znalosti výsledků zkoušek; odhad náběhu absolutní pevnosti betonu Název skupiny odhadů Příklady Název odhadu Obr 4 Druh cementu CEM II/A Pevnostní třída cem. 32,5 R Znalost rc2, rc7 rc2 i rc7 neznámé rc2 rc7 Příměsi *) 50 až 119 kg/m3 Typ stanovení konzistence sednutí kužele Konzistence S4 (160-210 mm) T [°C] 20 R28 [MPa] 34 Plastifikační přísady mírně zpomalující tuhnutí TRUE Snížený vliv teploty, např. použitím vhodné přísady FALSE na bázi PCE Další zpoždění tuhnutí [h] Z hodnot průběhu pevnosti při 20°C jsou provedeny odhady pro A=5,3

40

5 10 20 30

/Pa]Zcb\^Sd\]ab

30

20

10

0 0,33 0,50 0,75 1

Vypočtené výsledky Průběh nárůstu pevnosti dle Tab.12 ČSN EN 206-1 T [°C]

1,5 2

3

5

7

10

14

21 28

56

90 180

vOaIRK

pomalý 5

10

20

30

t [d] 0,55 0,83 1,2 1,7 2,5 3,3 5 8 11 15 20 28 36 67 105 205

t [d] 0,33 0,50 0,75 1,0 1,5 2,0 3,0 5 7 10 14 21 28 56 90 180

t [d] 0,24 0,36 0,54 0,72 1,1 1,4 2,2 3,7 5 8 12 20 28 65 111 235

Tabulka absolutních pevností betonu v MPa (podklad pro graf) R [MPa] 0,2 1,4 3,6 5,9 9,9 12,9 17,1 21,6 24,0 26,3 28,8 32,0 34,0 37,8 39,7 41,8

t [d] 0,82 1,2 1,8 2,5 3,7 5 7 11 14 18 22 28 35 60 92 175

Vysvětlivky T [°C] průměrná teplota betonu R28 [MPa] krychelná pevnost ve stáří 28 dní při teplotě 20 °C rc2 [1] poměr pevnosti cementu po 2 a 28 dnech rc7 [1] poměr pevnosti cementu po 7 a 28 dnech t [d] stáří betonu (doba od zamíchání do provedení zkoušky krychelné pevnosti) r [1] relativní pevnost = R/R28 R [MPa] absolutní krychelná pevnost při zvolených podmínkách rch [%] požadovaná relativní pevnost ve vztahu k charakteristické pevnosti fck *) Obsah popílku a/nebo strusky

Obr. 4 Výstup řešení „Maturibet IVAb“ (minimální výchozí údaje: nejsou známy jiné výsledky zkoušek než zadané údaje). Fig. 4 Output of the „Maturibet IVAb“ solution (minimal initial data: no other test results are known except for the set data)

8


5/2007

STAVEBNÍ

příznivě ovlivňují rychlost zpevňování; a4,max = 1,2; platí pro velmi tekuté konzistence a/nebo pro vysoké dávky méně účinných příměsí (např. hnědouhelného popílku). Z ÁV I S LO S T

KRYC H E LN É PEVNOSTI NA

T E P LOT Ě

Rychlost zpevňování betonu není závislá pouze na rychlosti chemických reakcí vyjádřené např. Arrheniovou rovnicí nebo poučkou van‘t Hoffa. Pro relativní hrubost pojivových zrn průběh závisí i na rychlosti difúzních procesů; po zpevnění do zralosti odpovídající směrně pevnostnímu součiniteli φ = 0,3 se stávají převládajícím mechanizmem zpravidla difúzní procesy. Nemalou roli hraje i vliv teploty na charakter vznikajících hydrosilikátů. Při modelování matematických vztahů je třeba vzít v úvahu i vliv teploty na pevnost ztvrdlého betonu: při zvýšené teplotě výroby a ošetřování betonu dostaneme zpravidla nižší výsledné pevnosti než při běžné nebo dokonce snížené teplotě betonu (např. 5 °C) [8]. Z uvedených důvodů se tato část pří-

spěvku bude zabývat jen vztahy pro počáteční obor pevnostního součinitele (nejvýše do φ = 0,7). Vztahy publikované do roku 1989 (autoři Saul, Papadakis, Bresson, metoda CEMIJ, Říha, Kolísko) přehledně a výstižně zhodnotil Kolísko [9]. Pro teploty ošetřování do 30 °C vyjadřuje poměrně dobře vliv teploty na dobu ošetřování jednoduchý vztah (4):

KONSTRUKCE STRUCTURES

Pro teploty ošetřování nad 30 °C vyhověl pro stanovení odformovacích pevností vztah (5): bB ≈ b S

!×( −B )

,

(5)

(4)

Na rozdíl proti vztahu (4) vztah (5) lépe vystihuje kladný vliv vyšších teplot (směrně do 80 °C) na počáteční fázi tvrdnutí (směrně do pevnostního součinitele φ = 0,4).

kde je T [°C] průměrná teplota betonu během doby ošetřování, tT [d] doba ošetřování při teplotě T [°C], t20 [d] doba ošetřování při teplotě 20°C, A parametr závislý na vlastnostech betonu; při použití pomalu tvrdnoucích pojiv a při vyšších vodních součinitelích (nízkých pevnostech betonu) je A ≈ 0. Střední hodnota je kolem A ≈ 4 . Směrná horní mez je A ≈ 10 (hodnota podle Saula); vyšší hodnota byla pro počáteční obor zpevňování zjištěna zcela výjimečně.

N E P Ř E S N O S T U V E D E N Ý C H V Z TA H Ů Výše uvedené vztahy nevyjadřují dostatečně výstižně závislost na důležitých faktorech jako: • druh a třída cementu, • plastifikační a další přísady (zpomalovač tuhnutí, hyperplastifikátory druhu PCE), • příměsi (hlavně popílek) a jejich obsah, • vodní součinitel, případně jeho vliv vyjádřený (při známých vlastnostech cementu) výslednou pevností betonu v tlaku,

bB ≈ b

+ / , B+/

Maturibet

program pro stanovení zralosti betonu (maturity, maturité, maturitas)

• usnadĖuje uživatelĤm stanovit nárĤst pevnosti betonu jak v závislosti na dobČ a teplotČ ošetĜování, tak i na vlastnostech betonu (složení, konzistence) a jeho složek (zvláštČ cementu), • umožní lépe odhadnout doby ošetĜování v závislosti na technologické pevnosti potĜebné pro odformování, pĜedpínání a pro odolnost proti vlivĤm prostĜedí (vþetnČ vlivu záporných teplot)

nové a doplnČné vydání programu Unibet vydaného v dobČ zavádČní ýSN EN 206-1

Unibet II

KromČ programĤ pro Ĝešení receptur betonu, pro vyhodnocování zkoušek a dalších pomĤcek Unibet II novČ obsahuje: • automatické Ĝešení zrnitosti kameniva a všech pevných složek, • inverzní program k programu receptur (výpoþet pevnosti podle zadané zámČsi), • komentáĜ k aktualizovaným požadavkĤm TKP 18, • Technicko-kvalitativne podmienky, þasĢ 18, Betón na konštrukcie. AutoĜi programu: Ing. Alain ŠtČrba Ing. Tomáš ŠtČrba

www.unibet.cz www.loudin.eu

[email protected] [email protected]

Objednávky na uvedených webových stránkách, nebo na adrese: Loudin a spol., s.r.o. tel./fax: 381 256 108, 602 661 803 Smetanova 1263, 390 02 Tábor e-mail: [email protected]


5/2007

9


bBʹ ≈ b


+ / ⎡+ α T (− B ) T ( bB ) T! ⎤⎦ , B+/ ⎣

• konzistence; ovlivňuje průběh tvrdnutí i prodloužením doby tuhnutí. Nejzávažnějším nedostatkem vztahů (4) a (5) je jejich nevhodnost v oblasti vyšších zralostí: špatně vyjadřují výše uvedený nepříznivý vliv teploty na výslednou pevnost betonu. Při vyšším stupni hydratace se kladný vliv teploty na rychlost hydratace zmenšuje, často dochází až k zápornému vlivu (zvláště při použití rychle tvrdnoucích cementů) – viz komentované obr. 3 a 4. ŘEŠENÍ SOFTWAROVÝM PROGRAMEM „ M AT U R I B E T “ Pro současné možnosti výpočetní techniky lze nepřesnosti uvedených vztahů částečně omezit i za cenu zvýšení jejich složitosti a jejich vzájemné provázanosti. Nikdy nebude však možno všechny vlivy vyjádřit stejně výstižně jako zkouškami v konkrétních podmínkách. Proto je dále popsaný program Maturibet v prvé řadě zaměřen na vyhodnocení experimentů. Pro obvyklou nedostatečnost experimentálních údajů byla však úprava (modifikace, doplnění) uvedených vztahů nutná i v tomto případě. Ve vztahu (2) doporučeném v EN 1992 je např. pevná hodnota exponentu (0,5) nahrazena exponentem e vypočteným ze získaných zkoušek za použití nelineární regrese. Podle provedených zkoušek byl tento exponent v oboru <0,25; 0,75>. Tím byla nepřímo prokázána i vhodnost doporučené hodnoty 0,5 (resp. v originálu uvedené druhé odmocniny). Podle vztahu (2) začíná zpevňování v čase t = 0. Tento nedostatek pozdější fázi zpevňování ovlivňuje jen nepatrně; má však velký vliv na počáteční fázi zpevňování. Proto je dále v uvedeném vztahu (i v dalších vztazích) počátek zpevňování posouván tak, aby přibližně odpovídal procesu tuhnutí. Pro obvyklou neznalost dob tuhnutí je tato doba odhadována z údajů o použitém pojivu (cementu, příměsí), přísadách a konzistenci. Nepřímo lze dále uvedenou dobu určit minimalizací reziduální odchylky. Výše uvedené vztahy vynikají na pohled plynulým (hladkým) průběhem. Ve skutečnosti je v případě použití pucolánových a latentně hydraulických látek (jak složek cementu, tak i příměsí) plynulost průběhu částečně narušena opožděným 10

(6)

začátkem jejich hydratace, a tím i dobou jejich největšího vlivu na rychlost zpevňování betonu. Proto je v zaváděném programu využit i složitější model zpevňování vyznačený kombinací tří různých průběhů zpevňování zvolených tak, aby nebyla narušena monotónnost výsledného průběhu a aby byl přesněji modelován průběh zpevňování i v dobách po 28 d. Program je určen především pro použití při výrobě monolitického betonu. Proto je zaměřen na vliv teplot od 5 do 30 °C. (Pro současné pokroky v technologii betonu a pro potřebu snižovat spotřebu energie vyhovuje uvedený obor částečně i potřebám prefabrikace.) Pro uvedené teploty používá program rovnici (4). V případě dostatečného počtu výchozích dat (viz obr. 3 a jeho část „1. Zadání výsledků zkoušek“) je hodnota A automaticky určena regresní analýzou. Pro vyjádření vlivu teploty v oblasti pokročilé zralosti (směrně při pevnostním součiniteli nad φ = 0,3) byl dále vztah (4) nahrazen výrazem t‘T: (6), kde je α součinitel určovaný regresní analýzou nebo pevnou hodnotou 1,2, f1(1 – T/20) funkce teploty s nulovou hodnotou pro T = 20 °C, f2(t, T) funkce modelující negativní vliv vyšší zralosti na průběh zpevňování a na výslednou pevnost, f3 funkce vyjadřující vliv obsahu pucolánových a latentně hydraulických složek betonu. Nevýhodou uvedených nových vztahů je jejich relativní složitost. Vlivem množství sledovaných faktorů je navíc výpočetní systém dosti nepřehledný, a tím bez výpočetního programu prakticky nepoužitelný. Program obsahuje čtyři části. Pro nezastupitelnou důležitost experimentálních údajů je hlavní část určena vyhodnocení výsledků zkoušek, případně údajů uvedených v odborné literatuře: (obr. 3) a zde uvedený cenný pramen o vlivu teploty. Další důležité specifikace tohoto vlivu jsou uvedeny v knize [10]. Další části jsou určeny pro případy omezeného počtu výsledků zkoušek. Část IV se použije v případě, kdy vedle znalosti 28d pevnosti (fcm) jsou známy jen údaje o složení betonu a o konzistenci (obr. 4). Hlavním výstupem jsou grafy, které

Literatura: [1] ČSN 73 0001-2:2003 Navrhování stavebních konstrukcí – Slovník – Část 2: Betonové konstrukce [2] ČSN P ENV 13670–1: 2001 Provádění betonových konstrukcí – Část 1: Společná ustanovení [3] Čížek P.: Poznatky z BIBM kongresu o prefabrikaci – Amsterdam 2005, 3. konf. „Prefabrikace a betonové dílce 2005“ [4] ČSN EN 206–1:2001 Beton-Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda [5] Druckfestigkeit: NEN 5970 vorgelegt (Pevnost betonu v tlaku: zavedena v NEN 5970), beton 5/2002 [6] Voves B., Včelová H.: Předpjatý vysokopevnostní beton – křehké porušení výbuchem, 6. konference Technologie betonu, Pardubice 2007 [7] Procházka J.: Zavádění EN 1992 „Navrhování betonových konstrukcí“ do praxe – Úvodní část, Beton TKS 1/2003 [8] Štěrba A.: Poznámky k vlivu teploty na vlastnosti betonu, Beton TKS 5/2003 [9] Kolísko J.: Diplomní práce „Zralost a pevnost betonu“, 1989, ČVUT, Fakulta stavební [10] Příručka technologa – Beton – suroviny – výroba – vlastnosti, 2005, Českomoravský beton, a. s., Českomoravský cement, a. s., Českomoravské štěrkovny, a. s.

zpravidla vyjadřují jak závislost na době ošetřování, tak i závislost na teplotě betonu. S výjimkou regresních výpočtů lze graficky porovnat i několik alternativ. V jednotlivých částech výpočtu lze volit vstupy i výstupy buď v absolutních nebo relativních hodnotách (jako poměry k 28d pevnosti při teplotě 20 °C). Program provádí i inverzní výpočty (výpočet doby ošetřování pro požadovanou pevnost a teplotu ošetřování). Autoři děkují za podklady a spolupráci, především ZAPA beton, a. s., Stachema Kolín, s. r. o., a BASF Stavební hmoty, s. r. o. Ing. Alain Štěrba e-mail: [email protected] Ing. Tomáš Štěrba e-mail: [email protected] oba: Loudin a spol., s. r. o. Marie Pujmanové 1582, 140 02 Praha 4


5/2007

HALFEN-DEHA. Když se bezpečnost vyplatí. ČSOB, Praha-Radlice

HALFEN botky sloupů HCC Botky pro železobetonové prefabrikované sloupy: snadná montáž, velmi ekonomické. Nové botky sloupů HALFEN Vám poskytnou praktické řešení pro spojení sloup – základ, nebo sloup – sloup.

Jméno HALFEN-DEHA má bohaté zkušenosti v oblasti betonu, fasády a montáže. Abyste mohli i Vy využít našeho know-how, definovali jsme jasně naše cíle: pro Vaši bezpečnost a spokojenost jednáme férově, na bázi partnerství, dynamicky a bez kompromisů - jak v kvalitě, tak ve službách. Ve všem, co děláme. Tyto hodnoty jsou každodenním heslem zaměstnanců poboček HALFEN-DEHA po celém světě.

Snažíme se, abyste dostali nejvyšší kvalitu materiálu s nejlepšími službami. Úzký kontakt se zákazníkem nám umožňuje kompetentně uspokojovat jeho potřeby. Na to se můžete kdykoliv spolehnout.

Výrobky HALFEN-DEHA jsou synonymem kvality, bezpečnosti a ochrany – pro Vás a Vaši firmu.

www.halfen-deha.cz



NOVÉ SPOJENÍ PRAHA HL. N., MASARYKOVO N., – LIBEŇ, VYSOČANY, HOLEŠOVICE, SO 860 ESTAKÁDA MASARYKOVO NÁDRAŽÍ – REALIZACE N E W L I N K P R AG U E M A I N R A I LWAY STAT I O N , M AS A RY K ‘ S R A I LWAY STAT I O N , - L I B E Ň , V Y S O Č A N Y , H O L E Š OV I C E , S O 860 R A I LWAY V I A D U C T OV E R T H E M AS A RY K ‘ S R A I LWAY STAT I O N – E R E C T I O N LUKÁŠ BLUDSKÝ, MI L ADA MAZU ROVÁ Estakáda Masarykovo nádraží je součástí stavby Nové spojení. Nosná konstrukce mostu je předpjatý komůrkový nosník a je tvořena kombinací prefabrikovaných prvků a monolitického betonu. V příspěvku je popis výstavby nosné konstrukce, skruže, použitého beton, technologie betonáže a sledování konstrukce během realizace. The bridge „Masarykovo nádraží“ is a part of project „New link“. The superstructure is a prestressed box girder, which is a combination of precast units and in situ concerete. This paper describes the process of realization, falsework, concrete used, concrete technology and monitoring of the structure during the realization. Estakáda Masarykovo nádraží převádí čtyřkolejnou železniční trať z Hlavního nádraží na Libeň a Vysočany přes ulici Husitskou, Trocnovskou a prostor lokodepa Masarykova nádraží (obr. 1). Opěra Hlavní nádraží sousedí s mosty Seiferova (dokončenými 2002 a 2004), opěra Vítkov je bezprostředně před portály nově budovaných tunelů Vítkov. Nosná konstrukce je navržena jako betonový komůrkový předpjatý spojitý nosník o dvanácti polích s průběžným kolejovým ložem (obr. 2). Nosník je kombinací prefabrikovaných prvků – filigránů a obloukových vzpěr (kapotáží) a mo-

nolitické části – trámů, ztužidel a desek (obr. 3). Rozpětí jednotlivých polí jsou 39,87 + 34,877 + 9 x 37 + 31,5 m, celková délka mostu je 443 m (obr. 4). POSTUP

V Ý S TAV BY N O S N É

KONSTRUKCE

Nosná konstrukce je realizována v deseti etapách, pracovní spára je vždy přibližně ve čtvrtině rozpětí pole. Postup realizace každé etapy je následující: • výstavba skruže, vytvoření bednění spodní desky • montáž prefabrikátů DL a DP (obloukových vzpěr) • armování spodní desky • betonáž spodní desky • bednění trámů a ztužidel • armování trámů a ztužidel • betonáž trámů a ztužidel • odbednění trámů a ztužidel • montáž prefabrikátů HS, HL a HP (filigránů) • armování horní desky (mostovky) • betonáž mostovky • předepnutí (příčné a podélné předpětí) • povolení skruže • injektáž kanálků předpínací výztuže • demontáž skruže. Z důvodů koordinace s ostatními objekty, harmonogramu a z důvodů statických je konstrukce realizována zprostředka, dočasně pevné ložisko je na pilíři P6, po dokončení nosné konstrukce bude pevné ložisko přesunuto na opěru O1 (Hlavní nádraží). 1

12

SKRUŽ A BEDNĚNÍ Na bednění základových patek, opěr a jejich křídel bylo použito běžné systémové bednění. Na dříky a hlavice pilířů bylo firmou Doka vyrobeno speciální vytvarované bednění. Bednění spodní desky nosné konstrukce je tvořeno podlahou na skruži a dolními prefabrikáty. Pro podskružení estakády přes Masarykovo nádraží je využíván systém Staxo od firmy Doka, tj pevná prostorová skruž. Na dolní desku se staví opakovatelné bednění trámů a příčníků. Mostovka je podbedněna „ztraceným bedněním“ horními prefabrikáty (filigrány). Estakáda kříží dvě frekventované komunikace (ulice Husitskou a Trocnovskou). Pro vyřešení těchto křížení musela být využita kombinace prostorové skruže s materiálem PIŽMO a ocelovými nosníky. Ulice Trocnovská je lemována starými zárubními zdmi, které nejsou pro založení skruže dostatečně únosné. Doplňující průzkumy podloží zpochybnily původní úvahy o založení v místě chodníků. Zvolené řešení využilo bárky PIŽMO osazené na železobetonové pasy, vytvořené za zdmi u komunikace Trocnovská. Pasy byly založeny z větší části na pilotách. Vodorovná konstrukce byla vytvořena z ocelových nosníků IPE 1000 délky 26 m. Nad nosníky je umístěna skruž DOKA. Tíha betonované konstrukce by vedla k velkým a neúnosným průhybům nosníků IPE 1000. Proto byl proveden závěs z tyčí Dywidag v místě napojení na

2


5/2007

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 dříve zhotovenou část nosné konstrukce. Také bylo využito volných kabelů montážně instalovaných do deviátorů připravených pro budoucí volné kabely. Provoz v Trocnovské ulici nebyl ovlivněn. V ulici Husitské bylo nutno řešit nepříznivé křížení pod malým úhlem, nedostatečnou konstruční výšku pro konstrukci skruže a bednění nad průjezdním profilem, podepření v místech mezi pilíři a problémy se založením. Estakáda zde vede nad jinou mostní konstrukcí, nad opěrnou zdí a nad komunikací s živým provozem a inženýrskými sítěmi pod vozovkou. Skruž je řešena jako systém příčných „bran“ nesoucích podélné ocelové nosníky IPE 1000 a bednění DOKA. Založení skruže je provedeno na pilotových základech a zčásti na panelových rovnaninách. Svislá konstrukce je z materiálu PIŽMO a v místě nadpodporového příčníku nad pilířem P2 s ohledem na extrémně velkou reakci z materiálu ŽP16. Podskružení zde vlastně bylo samostatnou komplikovanou mostní konstrukcí, přičemž projektant skruže se musel vypořádat s ještě více omezujícími a limitujícími faktory, než je tomu u návrhu vlastního mostu. BETON Beton (tab. 1) dodávala TBG Metrostav z betonárky Rohanský ostrov, případně Písnice a Radlice (stejné suroviny a receptury betonu). Na každou část mostu, na každý úsek betonáže je navrhována směs splňující často velmi protichůdné požadavky. Zejména pevnost a její potřebný rychlý nárůst je v protikladu s požadavkem na omezení vývinu hydratačního tepla vzhledem k betonovaným průřezům. Důležité jsou podmínky betonáže, a to zejména značná hustota betonářské výztuže a špatný přístup pro eventuální zhutňování betonu. Obr. 1 Situace Fig. 1 Layout Obr. 2 Konečný architektonický návrh Fig. 2 Final architectural design

Beton spodní stavby Do pilot byl použit beton C30/37 XA1 samozhutňující. Základy a spodní část dříků byly betonovány betonem C35/45 XF2 konzistence S5 („velmi lehce zhutnitelný“), hlavy pilířů C35/45 samozhutňující (značná hustota výztuže, cca 350 kg/m3). Opěry a křídla jsou z betonu C35/45 konzistence S5. Beton nosné konstrukce Použitý beton je C35/45 XF2. Předpisy jednoznačně stanovují požadavek na portlandský cement (předpjatá konstrukce, bludné proudy), zároveň se však jedná o konstrukci značně masivní (hlavní trámy tloušťky 1,3 m, nadpilířové ztužidlo tloušťky 3 m), a tak bylo nutno receptury navrhovat s ohledem na maximální možné omezení vývinu hydratačního tepla. Nosná konstrukce je betonována ve třech fázích. Nejprve spodní deska, pak trámy a ztužidla a nakonec mostovka (obr. 5 a 6). Pro spodní desku (jejíž horní povrch je vodorovná rovina – most je v nulovém podélném spádu) je použit „běžný“ samozhutňující beton. Pro trámy a ztužidla je navržena směs s maximálním možným omezením hydratačního tepla snížením dávky cementu na minimální hodnotu umožněnou předpisy a s omezením velikosti zrn kameniva. Horní deska je pak realizována z betonu „běžné konzistence“, která umožňuje vytvoření dostředného sklonu 3 % horního povrchu a s požadavkem na dosažení 80% charakteristické pevnosti ve stáří betonu 5 d (pro předpínání).

Část stavby Pilotové založení Spodní stavba Nosná konstrukce prefabrikáty Nosná konstrukce monolit Celkem

Objem betonu [m3] 4 488 5 428 3 311 12 523 25 750

Tab. 1 Objemy spotřebovaného betonu Tab. 1 Volumes of consumed concrete

Kromě výhod přináší použití samozhutňujícího betonu také nevýhody, a to zejména nutnost pečlivého utěsňování bednění a důkladné kotvení. Samozhutňující beton tlačí na bednění plným hydrostatickým tlakem, a je tedy nutné sledovat a případně i omezovat rychlost ukládání betonové směsi a udržet tak namáhání bednění (zejména trámů a ztužidel) v přijatelných mezích. Prefabrikáty nosné konstrukce Prefabrikáty nosné konstrukce jsou vyráběny přímo na staveništi (obr. 7). Doprava z prefy by představovala nadměrné břemeno a kromě značné nákladnosti přepravy by znamenala další zatížení centra Prahy dopravou. Rozhodujícími požadavky na recepturu betonu je zejména rychlé dosažení odformovací pevnosti (prefabrikáty jsou zdvihány z forem ve stáří necelých 2 d) a odolnost proti zkřivení prefabrikátů dotvarováním po odformování. Zároveň u prefabrikátů DL/DP (boční kapotážní) je směs navržena tak, že umožňuje vytvoření horního povrchu ve sklonu cca 30° od vodorovné roviny.

3 4

Obr. 3 Příčný řez nosnou konstrukcí Fig. 3 Cross section of superstructure Obr. 4 Postup realizace – podélně Fig. 4 Order of building steps – longitudinal BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

5/2007

13



5 Obr. 5 Hotové, odbedněné podélné trámy a příčná ztužidla, bude následovat osazování filigránů Fig. 5 Completed longitunal beams and crossbeams before erection of upper precast units.

Obr. 6 Konstrukce s dokončenou mostovkou Fig. 6 Structure with the completed bridge deck

7a

Obr. 7 Výroba prefabrikátů na stavbě, a) sestavený armokoš prefabrikátu, b) připravená forma s vloženým armokošem, c) prefabrikát ve formě, d) prefabrikáty osazené v konstrukci Fig. 7 Production of the precast units on the building site, a) reinforcement of the precast unit, b) ready form with reinforcement, c) precast unit in the form, d) erected precast units in the bridge structure

7b 7c

14

6

7d


5/2007

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 C 35/45 XF2

Nové spojení

Receptura pro prefabrikáty nízkoprovzdušněný

ukládání do sklonu 2–4 % průměrný obsah vzduchu 80–130 mm sednutí 0,45 CEM I 42,5 R Radotín 0–4, 8–16, 11–22 Dobříň Zálezlice Sika Aer, Melment (Stachement MM)

konzistence max.vodní součinitel cement kamenivo přísady

Průměrná pevnost MPa Odolnost proti Chrl [g/m2] Vodotěsnost [mm]

R2 R7 R28

30,5 43,5 52

2,6 %

směrodatná odchylka 3,19 3,32 3,4

107 9

Receptura pro spodní desku, trámy a příčníky neprovzdušněný konzistence samozhutnitelný beton CEM I 42,5 R Radotín cement 0–4, 4–8, 8–16 Dobříň kamenivo Zálezlice popílek příměs Ledvice přísady Sika Addiment FM 350

Průměrná pevnost MPa Odolnost proti Chrl [g/m2] Vodotěsnost [mm] Receptura pro horní desku nízkoprovzdušněný konzistence max.vodní součinitel cement kamenivo přísady

Průměrná pevnost MPa Odolnost proti Chrl [g/m2] Vodotěsnost [mm]

R2 R7 R28 127 13

směrodatná odchylka 3,48 3,23 2,29

25 39,5 53,5

2–4 % průměrný obsah vzduchu 2,7 % 130–180 mm sednutí kužele 0,45 CEM I 42,5 R Radotín 0–4, 8–16,11–22 Dobříň Zálezlice Sika Aer, Melment (Stachement MM), Sika Addiment FM 350 směrodatná odchylka R2 29,5 3,59 R7 43 3,84 R28 51,5 3,66 61 10

Tab. 2 Charakteristiky dodávaného betonu Tab. 2 Dimensions of the concrete

Doprava a ukládání betonu Beton je na stavbu z betonárky (resp. záložní betonárky) dodáván pomocí autodomíchávačů, ukládán je mobilním čerpadlem s dosahem až 52 m, samozřejmostí je zajištění záložního čerpadla pro případ poruchy. S ohledem na umístění

stavby v centru města a riziko dopravních kolapsů jsou betonáže přednostně směřovány na víkendové dny. SLE DOVÁN Í

KONSTRUKCE BĚHEM

R E ALIZ AC E

Sledování konstrukce během realizace se soustředilo na dva hlavní problémy, a to sledování sedání prostorové skruže a sledování teplot v konstrukci.


5/2007

Podloží plochy staveniště je tvořeno až 8 m mocnou vrstvou historických navážek různého materiálu a s různou kvalitou zhutnění, proto byla na místě obava ze sedání prostorové skruže během výstavby. Spodní deska prvních realizovaných etap byla dovyztužena (v případě nerovnoměrného sedání by byla namáhána při betonáži trámů a ztužidel) a skruž prvních realizovaných etap (shodou okolností i s nejhorší kvalitou podloží) byla geodeticky sledována, změřené průměrné sednutí bylo cca 5 mm (max. 9 mm) a obavy z nadměrného a nerovnoměrného sedání se tedy nepotvrdily. Do konstrukce byla zabetonována teplotní čidla (sledování vývinu hydratačního tepla, teploty uvnitř masivní konstrukce, na povrchu betonu, teploty vzduchu) a teplota je sledována. Toto sledování zároveň přináší představu o tepelném režimu takto masivní konstrukce během ročních období a o reakci konstrukce na výkyvy počasí – zkušenosti budou využity při přesunu pevného ložiska z dočasného umístění na pilíři P6 na opěru O1 a při osazení kolejového dilatačního zařízení nad opěru O2 (Vítkov). Maximální změřená teplota (ohřátí vývinem hydratačního tepla) byla 92 °C v nadpodporovém příčníku. Teplota sama o sobě není problémem, problémem je gradient teploty, a tím namáhání čerstvého betonu masivní konstrukce. Proto je nutné pečlivé ošetřování (zejména trámů a ztužidel), jehož základem je ponechání dřevěného bednění trámů a ztužidel minimálně 5 d a zakrytí betonu pro zamezení vypařování vody a ochlazování povrchu betonu. S T A V V Ý S T A V B Y V Z Á Ř Í 2 0 07 V současné době je dokončena fáze č. 8, dokončuje se fáze č. 7. Dokončení nosné konstrukce se předpokládá v březnu 2008. Ing. Lukáš Bludský SSŽ, a. s., OZ 9 Seifertova 5, 130 00 Praha 3 tel.: 222 712 036, fax: 222 712 033 e-mail: [email protected], www.ssz.cz; www.ssz9.cz Ing. Milada Mazurová TBG Metrostav, s. r. o. Rohanské nábř. 68, 186 00 Praha 8 tel.: 222 242 036, fax: 222 324 492 e-mail: [email protected] www.tbg-metrostav.cz

15



VLIV

PŘÍDAVKU VLÁKEN NA VLASTNOSTI LEHKÉHO SAMOZHUTNITELNÉHO BETONU THE EFFECT OF FIBRE REINFORCEMENT ADDITION ON THE LIGHTWEIGHT SELF COMPACTING CONCRETE PROPERTIES MIC HAL A HU B E RTOVÁ, RUDOLF HELA Příspěvek popisuje poznatky z etapy vývoje lehkých samozhutnitelných betonů (LWSCC) zabývající se studiem vlivu různých typů vláken na vlastnosti LWSCC (reologické i základní fyzikálně-mechanické vlastnosti). The paper describes the research results of Lightweight Self Compacting Concrete (LWSCC) development, especially of the influence of fibre reinforcement on the LWSCC properties (the rheology and basic physico-mechanical properties). Rovnoměrné rozptýlení vláken v betonu může významným způsobem ovlivnit některé fyzikálně–mechanické vlastnosti pokládané za jeho slabiny. Především schopnost betonu odolávat účinkům tahových napětí, křehký charakter jeho porušení a v neposlední řadě i projevy objemových změn při jeho tvrdnutí a zrání či tepelném namáhání. Při návrhu a výrobě vláknobetonu je nutné vhodně zvolit druh vlákna, jeho odpovídající množství a technologii výroby, která je složitější než u normálního betonu. Vlákna obecně mohou výrobu betonu komplikovat z důvodu jejich odlišného chování a vlastností oproti ostatním složkám. Vlákna se aplikují v matricích složených z prakticky čistého cementu až po klasické malty a betony. Do klasických maltových a betonových směsí se jako krátkovlákenné vyztužení v běžné stavební výrobě v největší míře používají vlákna ocelová, skleněná (alkalivzdorná) a syntetická organická (polypropylenová, celulozová apod.). Díky rychlému vývoji v této oblasti se dnes objevují aplikace s novými polymerními vysokomodulovými vlákny z polyetylénu (PE) nebo z polyvinylalkoholu (PVA). Dále existují vlákna speciální, jako jsou vlákna uhlíková, nylonová, hliníková a whiskery (velmi jemný typ vláken krystalické povahy do velikosti 1 μm). Mezi nejpodstatnější vlastnosti vláken pro návrh vláknobetonu patří modul pružnosti v tahu, mez pevnosti v tahu a hustota. 16

Významný je vliv vláken na potlačení vzniku trhlin v betonu. Jakýkoli cementový kompozit se v průběhu vysychání a ochlazování smršťuje. Pokud změně objemu materiálu není bráněno, hovoříme o volném smršťování (nevzniká napětí). Omezením objemových změn dochází v materiálu k nárůstu napětí. V místech, kde napětí dosáhne tahové pevnosti materiálu (betonu), se začne rozvíjet trhlina. Rozvoj, šíření a spojování trhlin vede ke vzniku větších poruch, které mohou dále vést až k destrukci konstrukce. Proto je důležité zabránit vzniku těchto trhlin, a to ve všech směrech konstrukce. Pro omezení objemových změn cementové matrice a následného vzniku trhlin se používají vlákna s vysokou jemností, jejichž modul pružnosti by měl být vyšší než u matrice. Nejpoužívanější jsou v tomto případě vlákna polypropylénová a skleněná. Vyztužení betonu musí být rovnoměrné. Dávkování jemných vláken se pohybuje od 0,7 do 1,1 kg/m3 betonu. Tyto vlákna zhoršují zpracovatelnost (pokles cca o 30 až 60 mm při zkoušce sednutí kužele). Při míchání těchto betonů je nutné použít intenzivní způsoby (míchačky s nuceným oběhem) nebo prodloužit dobu míchání, aby nevznikly shluky vláken. Všesměrně rozptýlená jemná vlákna dokáží zvýšit houževnatost a odolnost materiálu právě proti vzniku a šíření trhlin zejména v ranném stádiu zrání. Platí to i pro skleněná a ocelová vlákna, i když jejich aplikací lze dosáhnout i určitého zvýšení pevností v tahu za ohybu ve srovnání s nevyztuženou matricí. Ve ztvrdlém stavu, kdy mají trhlinky při namáhání betonu tendenci šířit se a spojovat v trhliny větší, zajišťují omezení a stabilizaci tohoto procesu, a zvyšují tak celkovou houževnatost betonu. Pro zvýšení vybraných mechanických vlastností betonu se používají vlákna kovová a syntetická. Rozdíl mezi vláknobetonem a prostým betonem je zřejmý z porovnání pracovních diagramů obou betonů při namáhání v tahu, resp. tahu za ohybu. Projeví se nejen nárůst pevnosti způsobený oddálením vzniku trhlinek v jeho struktuře, ale především fakt,

že i po vzniku viditelných trhlin aktivovaná vlákna způsobují, že vláknobeton je jako houževnatý materiál schopen přenášet jistá reziduální tahová napětí. E X P E R I M E N TÁ L N Í P R ÁC E Lehké betony vykazují dost křehké lomové chování. Za účelem zvýšení duktility těchto betonů se může s výhodou použít vláknové rozptýlené výztuže. Během vývoje lehkých samozhutnitelných betonů (Light Weight Self Compacting Concrete – LWSCC) na Ústavu technologie stavebních hmot a dílců Fakulty stavební v Brně vznikla myšlenka ověřit vliv různých druhů vláken na vlastnosti již navržených a ověřených receptur LWSCC. V rámci experimentálních prací byly vyrobeny dvě sady receptur. Jedna sada obsahovala lehké kamenivo Liapor v kombinaci s přírodním kamenivem (označení REC I) a druhá byla vyrobena výhradně s lehkým kamenivem Liapor (označení REC II). V každé sadě byla vyrobena referenční receptura, která byla dále modifikována různými typy vláken. Byla použita syntetická vlákna délky 50 mm v množství 1, 4 a 8 kg/m3, což je obvyklé rozmezí dávkování. Dále byla použita polypropylenová vlákna délky 12 mm v množství 0,91 kg/m3 (0,1 % objemových) a dva druhy ocelových vláken. První typ ocelových vláken měl kruhový průřez o průměru 0,4 mm a délce 12 mm. Druhý typ ocelových vláken byl podélně zvlněný, kruhového průřezu průměru 0,6 mm a délky 20 mm. Oba druhy ocelových vláken byly dávkovány v množství 25 kg/m3. Každá sada tedy obsahovala sedm receptur, tj. jednu referenční a šest receptur s přídavkem vláken (schéma a označení receptur viz obr. 1). Základní složení referenčních receptur je uvedeno v tabulce 1. Na jednotlivých recepturách byl sledován vliv přídavku různých typů vláken na reologické vlastnosti, které byly zkoušeny obvykle používanými metodami pro samozhutnitelné betony. Jednalo se o zkoušku rozlití obráceného Abramsova kužele, Orimet, J-Ring a L-Box. Zpracovatelnost těchto receptur byla zkoušena


5/2007

PCE [%]

stabilizátor [kg]

580 ---

0,89 1,29

111 185

37 ---

1,5 1,5

1,4 1,4

Test / zpracovatelnost [min] / doporučené hodnoty 0 2 až 5 60

Slump flow [mm]

@31 777µ #YUhdZ\\t

Orimet [s]

Flow time [s]

Obr. 1 Schéma a označení receptur Fig. 1 Schema and marking of set I and set II of mix-designs

L Box h2/h1

Tab. 1 Složení referenčních receptur Tab. 1 Mix proportion (reference mix) Tab. 2 Reologické vlastnosti souboru receptur REC I Tab. 2 Rheological properties of set I

v časech po namíchání, po 60 a po 90 min. Dále bylo prováděno měření objemových změn, a to jak v čerstvém stavu ihned po namíchání, tak v průběhu zrání na ztvrdlém betonu. Nakonec byly stanoveny fyzikálně-mechanické vlastnosti

0 60 0 60 0 60

650 až 800 1 až 5 0,8 až 1

těchto receptur včetně statických modulů pružnosti. Diskuze výsledků – čerstvý beton Pro měření objemových změn čerstvého betonu ihned po namíchání byla použita speciální forma. Tělo formy je kónic-

=PXS[]d{h[\g@317dxSàbd{[abOdc

!

"

#

$

A[`Èb\I[[[K

@STS`S\x\

!

YU[!ag\bSbWQYÝQVdZtYS\ "

"YU[!ag\bSbWQYÝQVdZtYS\ &YU[!ag\bSbWQYÝQVdZtYS\

#

'YU[!^]Zg^`]^gZS\]dÝQVdZtYS\ $

#YU[!]QSZ]dÝQVdZW\WbÝQVdZtYS\ #YU[!]QSZ]dÝQVdZW\WbÝQVdZtYS\

% & '

vOaIV]RW\gK

REC I 2,6

REC I 1kg 2,4

REC I 4kg 2,5

REC I 8 kg 6,4

REC I PP 5,5

REC I zvlněná 3,8

REC I rovná 3,2

4

4,1

4,2

---

---

8,2

4,4

740

700

740

590

600

665

700

700

690

700

490

480

580

670

3,5

3,1

3,5

7

8,3

4,9

4

4,3

4,8

4,8

9,1

13,4

8,1

7,2

1

0,92

---

---

0,74

0,89

0,95

0,91

0,75

---

---

0,48

0,74

0,83

ké délky 375,55 mm, jedno čelo formy je pevně spojeno s tělem formy, druhé posuvné čelo umožňuje volný pohyb a je schopno sledovat změny délky uloženého čerstvého betonu. Součástí těla formy je stojan pro uchycení digitálního úchylkoměru s výstupem na PC a přesností 0,001 mm, hodnoty jsou automaticky zaznamenávány po 30 min. do PC. Na obrázku 2 je graficky znázorněn průběh objemových změn v čerstvém betonu souboru receptur REC I v čase ihned po namíchání betonu do 48 h od namíchání. Čerstvý beton uložený do konické formy nebyl ošetřován, teplota v místnosti během měření byla cca 20 °C. K nejrychlejším změnám v objemu docházelo v průběhu prvních 10 h od zamíchání čerstvého betonu, poté se změny ustálily. Mimo přídavku syntetických vláken v množství 1 kg/m3 měla všechna vlákna pozitivní vliv na omezení objemových

=PXS[]d{h[\g@317d^`×PVch`t\ # @SQ7@34µZOP]Òb]`\^`]ab]` " @SQ7@34µd]R\cZ]ÐS\ ! @SQ7YUµZOP]Òb]`\^`]ab]`

=PXS[]d{h[\gI[[[K

@SQ7YUµd]R\cZ]ÐS\ @SQ7"YUµZOP]Òb]`\^`]ab]`

#

#

0,39 0,39

@31 777µ #YU`]d\t

]QSZ]dtdZtY\O

v/c

prášková mikrosilika [kg]

370 370

REC I REC II

@31 777µ'YU

>>dZtY\O

popílek [kg]

@31 777µ&YU @31 777

Liapor [m3]

@31 777µ"YU

ag\bSbWQYtdZtY\O

přírodní kamenivo [kg]

@31 777µYU

CEM I 42,5 R [kg]

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

#

!

!#

"

"#

#

##

$

$#

@SQ7"YUµd]R\cZ]ÐS\

Obr. 2 Průběh objemových změn v čerstvém stavu souboru receptur REC I Fig. 2 Volumetric changes of fresh concrete set I

@SQ7&YUµZOP]Òb]`\^`]ab]` @SQ7&YUµd]R\cZ]ÐS\ ! @SQ7>>µZOP]Òb]`\^`]ab]` " @SQ7>>µd]R\cZ]ÐS\ # @SQ7dZ\WbtµZOP]Òb]`\^`]ab]` $ @SQ7dZ\Wbtµd]R\cZ]ÐS\ % @SQ7`]d\tµZOP]Òb]`\^`]ab]` & @SQ7`]d\tµd]R\cZ]ÐS\ '

vOaIR\gK


5/2007

Obr. 3 Průběh objemových změn během zrání betonu receptur REC I Fig. 3 Volumetric changes of concrete set I during concrete setting

17

M AT E R I Á LY


M AT E R I A L S

>Sd\]abdbOVchO]VgPc^] &R\SQV I;>OK

I;>OK

>Sd\]abdbZOYc #

"

"

!

!

\Ý

WbÝ 7 7

`] d

>>

dZ\ 7 7

@3 1

@3 1

@3 1

7 7

&

YU

" YU

7 7

7 7

@3 1

@3 1

4 @3

YU 7 7

7 7

@3 1

@3 1

WbÝ

7` @3 1

@3 1

7d

Z\

7> @3 1

]d \Ý

>

U

U Y

Y

@3 1

7&

7" @3 1

34 7@

7 @3 1

@3 1

7 7

Y

\Ý

WbÝ

`] d

dZ\ 7 7

@3 1

@3 1

YU

>> 7 7

& 7 7

@3 1

@3 1

YU

@3 1

7 7 @3 1

77 " YU

4

\Ý

@3 7 7

]d 7` @3 1

@3 1

>

WbÝ

7>

7d Z\

@3 1

@3 1

U

U

Y

Y 7&

@3 1

U Y

7" @3 1

34

7

7@

@3 1

@3 1

U

>Sd\]abdbZOYc^] &R\SQVI;>OK

>Sd\]abdbZOYc^]%R\SQVI;>OK

Obr. 4 Pevnost v tlaku jednotlivých receptur po 7 a 28 d Fig. 4 Compressive strength of each mix-design after 7 and 28 days

Obr. 5 Pevnost v tahu za ohybu jednotlivých receptur Fig. 5 Flexural strength of each mix-design

"

I;>OK

>Sd\]abd^Âx\{[bOVc0ÒhWZaYthY]cÈYO^] &R\SQV $

AbObWQYÝ[]RcZ^`cÐ\]abWI5>OK

# " !

g+ #!&:\f""%! @ +' ! @+'$

&

$

"

Ý

@3 1

7 7

`]

d\

WbÝ

@3 1

7 7

dZ\

>>

@3 1

7 7

YU

YU

@3 1

7 7

&

YU

" 7 7

@3 1

4

77 @3 1

@3 7 7

@3 1

]d 7` @3 1

Z\ 7d

\Ý

WbÝ

> 7> @3 1

@3 1

U

U Y

7& Y

@3 1

U Y

7" @3 1

7 @3 1

@3 1

7@

34

;Sh^`d\b`VZW\g

#

;Sh^]`cÈS\

%

'

!

#

%

2g\O[WQYÝ[]RcZ^`cÐ\]abWI5>OK

Obr. 6 Pevnost v příčném tahu (Brazilská zkouška) jednotlivých receptur Fig. 6 Splitting tensile strength (Brazillian test)

Obr. 7 Závislost mezi dynamickým modulem pružnosti LWSCC a statickým modulem pružnosti Fig. 7 Relationship of dynamic and static elasticity modules of LWSCCa statickým modulem pružnosti

Obr. 8 Závislost mezi dynamickým modulem pružnosti lehkého vláknobetonu a pevností v tlaku po 28 dnech Fig. 8 Relationship of dynamic elasticity modulus and compressive strength of LWSCC

Obr. 9 Porovnání převodních součinitelů pro lehké vláknobetony a obyčejné betony Fig. 9 Conversion coefficient comparison of lightweight fibre reinforcement concrete and normalweight concrete &&

#

=PgxSX\{PSb]\g &$

"

!#

&#"

&#

:EA11

g+"%':\f&'%# @ +&!!# @+'!

H[S\È]dOQY]TWQWS\b

>Sd\]abdbZOYcI;>OK

"#

&" & % & & &

!

%&

# $

&

'

2g\O[WQYÝ[]RcZ^`cÐ\]abWI5>OK

18

!

%$ 1 #!

1!!% BÂROPSb]\c


5/2007

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 změn. Podobný trend vykazovala receptura REC II s použitím výhradně lehkého kameniva Liapor. Co se týká reologických vlastností jednotlivých receptur, lze konstatovat, že obvyklá kritéria [1] pro pohyblivost lehkých samozhutnitelných betonů splnily spolu s referenční recepturou pouze receptury s použitím obou typů ocelových vláken. Syntetická i polypropylenová vlákna způsobovala vysokou blokaci čerstvého betonu (u receptur s použitím výhradně lehkého kameniva pouze syntetická vlákna). Diskuze výsledků – ztvrdlý beton Byly zkoušeny objemové změny v průběhu zrání betonu, a to jak na vzorcích uložených v normovém vodním uložení, tak u vzorků uložených v laboratorním prostředí. Jejich průběh v čase 1 až 45 d od uložení je znázorněn na obr. 3. Z výsledků je patrné, jak důležité je tyto betony správně ošetřovat, a to jak LWSCC s přídavkem vláken, tak i bez nich. Receptury uložené v laboratorním prostředí (cca 22 oC s nízkou relativní vlhkostí) vykazovaly výrazné smršťování. Receptury s využitím pouze lehkého kameniva vykazovaly nižší hodnoty smrštění, což jen ověřuje známou vlastnost nižších objemových změn betonu s využitím lehkých pórovitých kameniv (oproti obyčejnému betonu). U referenční receptury REC I bylo dosaženo pevnosti v tlaku 40 MPa, při objemové hmotnosti 1740 kg/m3. U referenční receptury REC II bylo dosaženo 29 MPa pevnosti v tlaku při objemové hmotnosti ve vysušeném stavu 1 430 kg/m3. Hodnoty pevností v tlaku jednotlivých receptur jsou patrné z grafického znázornění na obrázku 4. Zajímavější jsou hodnoty pevností v tahu za ohybu uvedené na obrázku 5, kde je jasně patrný jejich nárůst, a to zejména u receptur s využitím výhradně lehkého kameniva Liapor, kde pevnost v tahu za ohybu velmi výrazně zvýšilo použití syntetických vláken v množství 4 a 8 kg/m3 o 40 %, a PP vláken až o 142 %. Hodnoty pevností v příčném tahu tzv. Brazilskou zkouškou jsou uvedeny na obr. 6. U receptur REC I pevnost v příčném tahu nejvíce ovlivnila opět syntetická vlákna v množství 4 kg/m3, kde se mez vzniku první trhliny zvýšila o 17 % a mez porušení o 36 %. U REC II nejvíce pozitivně ovlivnila opět syntetická vlákna v množství 4 a 8 kg/m3, kde se mez vzni-

ku první trhliny nezvýšila, ale mez porušení se zvýšila o 35 %. Dále PP vlákna, kde se mez vzniku první trhliny zvýšila o 28 % a mez porušení o 27 %. Všechny pevnostní charakteristiky byly stanovovány na zkušebních tělesech tvaru krychle o délce hrany 150 mm, které zrály v normových podmínkách. Při návrhu betonových a železobetonových konstrukcí je kromě různých pev-

ností důležitým parametrem i statický modul pružnosti betonu. Tento lze stanovovat dvěma způsoby, jednak přímo ze zatěžování zkušebních těles a zjišťováním odpovídajících deformací, jednak nepřímo pomocí dynamických nedestruktivních metod zkoušení (ultrazvuková impulsová a rezonanční metoda) a následným přepočtem dynamického modulu na statický s využitím zmenšovacího koeficientu

Obr. 10 Řez zkušebním tělesem receptury s kombinací přírodního kameniva a lehkého kameniva Liapor a přídavkem syntetických vláken v množství 4 kg/m3 Fig. 10 Cross-section of tested specimen of set I with addition of 4 kg.m-3 synthetic fibres Obr. 11 Blokace čerstvého betonu způsobená přídavkem syntetických vláken, a) I-Ring, b) L-box Fig. 11 Synthetic fibres cause the blocking of fresh concrete Obr. 12 REC II PP – kompaktnost čerstvého betonu a) s polypropylenovými vlákny, b) s ocelovými vlákny Fig. 12 Mix design II – compactness of fresh concrete with polypropylene and steel fibres after testing


10

11a

11b

12a

12b

5/2007

19



(pro obyčejné betony jsou hodnoty pro uvedené metody v ČSN 73 2011). Pro obyčejné betony obecně platí, že hodnota dynamického modulu je vyšší než statického modulu pružnosti a závisí i na pevnostní třídě betonu. Na všech recepturách byly naměřeny statické i dynamické moduly pružnosti, které byly spolu srovnány. U souboru receptur REC I byl dynamický modul oproti statickému vyšší o 22 %, u souboru REC II o 18 %. Závislost mezi dynamickým modulem pružnosti Ebu a statickým modulem pružnosti, resp. pevností v tlaku je znázorněna na obrázcích 7 a 8. Zejména závislost mezi moduly se vyznačuje vysokou těsností korelace (R = 0,96). Na obr. 9 je uvedeno porovnání převodních součinitelů pro převod dynamického modulu z ultrazvukové metody na statický modul pružnosti uváděný pro obyčejné betony v ČSN 73 2011 s hodnotami zjištěnými pro lehké vláknobetony. Z porovnání přepočítacích koeficientů mezi modulem pružnosti z měření ultrazvukovou impulsovou metodou a statickým modulem pružnosti pro obyčejné betony (hodnoty uvedené v ČSN 73 2011) a pro lehké vláknobetony vyplývá, že rozdíly v jejich hodnotách jsou minimální (0,5 až 2,1 %). Dosažené výsledky ukázaly reálnost využití ultrazvukové impulsové metody i pro stanovení modulů pružnosti lehkých vysokohodnotných betonů. Je však třeba mít na zřeteli, že tato měření je třeba provádět za přesně definovaných podmínek, zejména vlhkostí betonu. Vzhledem k omezenému rozsahu sledovaného souboru je třeba zjištění hodnot převodních součinitelů zatím považovat jako informativní. Pro jejich korektní stanovení je nezbytné zvýšit četnost prvků v souboru, ale i rozšířit rozsah sledovaných pevnostních tříd. Prezentované výsledky jsou pouze jedním z impulsů pro další práce v této problematice. Z ÁV Ě R Závěrem lze jednoznačně konstatovat, že pro technologii lehkých samozhutnitelných betonů lze s ohledem na splnění reologických vlastností a kladný vliv vláken na fyzikálně-mechanické vlastnosti s výhodou použít pouze některé typy krátkých ocelových vláken (do 12 mm) a u LWSCC s použitím výhradně lehkého kameniva doporučujeme krátká polypropylenová vlákna v délce do 12 mm. Použití delších syn20

Literatura: [1] EFNARC Specification and Guidelines for Self-Compacting Concrete, Surrey United Kingdom 2002, EFNARC 2002. ISBN: 0–9539733-4-4. www.efnarc.org [2] Kolísko J., Dubský N., Klečka T.: Použití krátkých rozptýlených vláken v betonech a maltách. In Seminář TKP pozemních komunikací Kapitola 18. Beton pro konstrukce, ČBS ČSSI Praha 2005, str. 86–101, ISBN: 80-903501-4-3 [3] Bodnárová L.: Kompozitní materiály ve stavebnictví. Skriptum VUT FAST Brno, Akademické nakladatelství CERM, s. r. o., Brno 2002, ISBN: 80-214-2266-1 [4] Balaguru, Perumalsamy N., Shah Surendra P.: Fiber reinforced cement composites, R. R. Donnellwy & Sons Company, USA 1992, ISBN: 0-07-056400-0 [5] Vašková J., Vodička J.: Konstrukční vláknobetony se syntetickými vlákny. In 11. Betonářské dny 2004. str. 89–96, ISBN: 80-903501-3-5 [6] Krátký J., Trtík K., Vodička J.: Drátkobetonové konstrukce, Edice betonové stavitelství ČKAIT, Praha 1999, ISBN: 80-86364-00-3

[7] Chia K. S., Zhang M. H.: Influence of Rheological Parameters on the Stability of Fresh High-Strength Lightweight Aggregate Concrete. In 7th CANMET/ACI Inter. Conf. on Recent Advances in Concrete Technology, Las Vegas, U.S.A. 2004, pp. 77–91 [8] Mechtcherine V., Haist M., Müller H. S.: Development of self-compacting lighweight concrete with and without fibre-reinforcement, In Non-traditional cement and concrete 2002, Brno 2002, str. 249–259, ISBN 80-214-2130-4 [9] Spiratos Haist M., Mechtcherine V., Beitzel H., Müller H. S.: Retrofitting of Building Structures using Pumpable Self-compacting lightweight concrete, In 3rd Inter. Symp. on SelfCompacting Concrete. Reyjkjavik, Iceland 2003, str. 776-785 [10] Józsa Z.: Use of Glass and Synthetics fibres Preventing Early Age Cracking of Normal and Lightweight Concrete. In 1st CCC Congress on Fibre Reinforced Concrete in Practice, Graz 2005, pp. 125–129 [11] BIBM, CEMBUREAU, ERMCO, EFCA, EFNARC The European Guidelines for Self Compacting Concrete, May 2005, www.efnarc.org

tetických vláken (50 mm) není vhodné z hlediska nesplnění požadavků na reologické vlastnosti čerstvých samozhutnitelných betonů. Z hlediska jejich velmi efektivního působení na fyzikálně-mechanické vlastnosti ztvrdlého betonu lze tyto vlákna s výhodou použít do vibrovaných lehkých betonů. Totéž platí případně také pro delší polypropylenová vlákna. Obecně lze potvrdit, že vliv délky, příp. tvaru vláken na reologické chování čerstvých betonů je pro lehké betony podstatně zásadnější a negativnější než u běžných hutných betonů. Dle výsledků se ukazuje, že vliv přídavku různých typů vláken je rozdílný u lehkých betonů s použitím výhradně lehkého kameniva oproti lehkým betonům s přídavkem kombinace lehkého a přírodního kameniva. Dle výsledků výzkumu lze ale všechny použité typy vláken doporučit pro použití v technologii lehkých vibrovaných betonů, neboť přídavkem různých typů vláken lze modifikovat a zejména zlepšovat některé fyzikálně-mechanické vlastnosti

lehkého betonu, které lze do určité míry považovat za jejich slabinu. Tento příspěvek byl zpracován za podpory projektu GA ČR 103/07/076 „Vývoj lehkých betonů pro široké konstrukční využití“ a za finančního přispění MŠMT ČR, projekt 1M0579, v rámci činnosti výzkumného centra CIDEAS. Ing. Michala Hubertová, Ph.D. Lias Vintířov, Lehký stavební materiál, k. s. 357 44 Vintířov tel.: 602 650 174 e-mail: [email protected], www.liapor.cz Fakulta stavební VUT v Brně Ústav technologie stavebních hmot a dílců e-mail: [email protected] Doc. Ing. Rudolf Hela, CSc. Fakulta stavební VUT v Brně Ústav technologie stavebních hmot a dílců Veveří 331/95, 602 00 Brno tel.: 541 147 508, fax.: 541 147 502 e-mail: [email protected], www.fce.vutbr.cz Text článku byl posouzen odborným lektorem.


5/2007

¿ÜÔãâåµ¸ÇÂÁÝÔÞéìéWØáb¡¡¡

ÃàØêÍàåëoæí£ãÜßâêëØíÜÙåoäØëÜéà[ã£â¥ê¥ ¨ª¬©©ËÞãémäë éÚá£¯ ©§¥¨ª§¨§©©©© ÛÖí¯ ©§¥¨ª§¨§©©®® Ú¢âÖÞá¯ÞãÛäµáÞÖåäç£Øï

ììì£áÞÖåäç£Øï

XXX[BQBD[

XXXSFBEZNJYD[

XXXDFNFYDPN

ÊË¼ÁÅVÍVÂÆÅ£ ÇÆÃÆÍÀ&Å2¿ÄÆËÅÆÊË ËîêÞémáÚÝàØÝ×ÚéäãëâäÙÚçãmâèéÖëÞéÚáèéëm âYëèäêbÖèãäèéÞëÚáàdåÚçèåÚàéÞëî£¶áÚØäéäëáÖèéãe ßÚÁÞÖåäç×ÚéäãÖßÖàdßèäêßÚÝäåÚÙãäèéÞ´ÅäÙáÚãäçÚâ ßÚéä×Úéäã¡ßÚÝää×ßÚâäëYÝâäéãäèéßÚâÚãmãÚ §¥¥¥àÜ¤â¨£ËïÝáÚÙÚâàëîèäàdâêåäÙmáêáÚÝàdÝä àÚçÖâÞØàdÝäàÖâÚãÞëÖÁÞÖåäçëéäâéäÙçêÝê×Úéäãê áïÚéîéä×ÚéäãîäïãÖbÞéåmëáÖèéàÚâãÚßÚãĊáÚÝàdý¡ ÖáÚéÖàdĊàÚçÖâÞØàdý£½áÖëãmåÚÙãäèémÁÞÖåäç×Úéäãê ßÚåÚÙÚëmâãmïàYä×ßÚâäëYÝâäéãäèéåÞïÖØÝäëYãm ëÚØÝåäïÞéÞëãmØÝëáÖèéãäèémãäçâYáãmÝä×Úéäãê£ Èãmïàäêä×ßÚâäëäêÝâäéãäèémÁÞÖåäç×Úéäãêßèäê èåäßÚãîÞëîãÞàÖßmØméÚåÚáãeÖïëêàäëeÞïäáÖbãmëáÖèéãäèéÞ£ ÁÚÝà×ÚéäãïàÚçÖâÞØàdÝäàÖâÚãÞëÖâYéÖàdëîm åäYçãmäÙäáãäèéÖßÚÝäèäçåbãmÖÙÞÛïãmëáÖèéãäèéÞ åÞèåmëÖßmàÚïáÚåÚãmâÞàçäàáÞâÖéêëÞãéÚçÞdçÚØÝèéÖëÚ×£

XXXMBGBSHFD[

XXXTUBDIFNBD[



JEMNOZRNÝ BETON DUCTAL® REACTIVE POWDER CONCRETE DUCTAL®

REAKTIVNÍ

M A R K R E B E N T R O S T , P AV E L S M Í Š E K Reaktivní jemnozrný beton (RPC) je cementový materiál tvořený cementem, pískem, křemičitým úletem a moučkou, přísadami a vodou. Ductal® je RPC, který obsahuje velké množství ocelových nebo organických vláken. Byl vyvinut společnostmi Bouygues, Lafarge a Rhodia, přičemž firma VSL má licenci na vývoj aplikací na bázi Ductalu. Vlastnosti Ductalu jsou unikátní a umožňují projektantům navrhovat inovační mostní konstrukce, které jsou konstrukčně efektivní a zároveň zaručují vynikající odolnost vůči průniku agresivních látek. Reactive powder concrete (RPC) is a cementitious material consisting of cement, sand, silica fume, silica flour, admixture and water. Ductal® is a RPC that contains large quantities of steel or organic fibres. It was developed by Bouygues, Lafarge and Rhodia, VSL has exclusive patent rights to develope Ductal solutions. The properties of Ductal are unique, and allow designers to create innovative bridge structures of value that are both structurally efficient and provide excellent resistance to aggressive agents. RPC může být charakterizován jako ultra vysokohodnotný beton s pevnostní v tlaku v úrovni kolem 200 Mpa (obr. 1). Takto vysoká pevnost stavěla tyto betony mimo rozsah návrhových standardů a vynutila si vývoj relevantních návrhových postupů. Výzkumu se ujala University of New South Wales ve spolupráci s VSL Austrálie s cílem vyvinout návrhový postup pro Ductal kompatibilní s australskou normou pro betonové konstrukce AS 3600. Část výzkumu zahrnovalo vyčíslení smykových pevnostních parametrů na nosnících a pevnostní testy pro určení návrhových pevností. Při vývoji bylo také přihlédnuto k extensivnímu výzkumu

1

22

2

3

materiálu provedeného ve Francii, kde původně vývoj probíhal, včetně urychlených testů na průnik chloridových iontů pro stanovení minimálních krytí a trvanlivosti. Tepelnou úpravou Ductalu se zlepšují mechanické a trvanlivostní vlastnosti, podstatně se snižuje dotvarování a zcela vyloučí následné smršťování. Současný stav RPC mostů může být charakterizován jako začátek přechodu od „výzkumných“ projektů realizovaných za účelem možnosti jejich monitoringu k cenově efektivním mostům s uvážením dlouhodobých nákladů. Významný mostní objekt ještě čeká na svou realizaci, nicméně lze očekávat, že se takový projekt objeví již v blízké budoucnosti. Prvním mostem z Ductalu je dálniční most Shepherd‘s Creek v Novém Jižním

Walesu realizovaný na podzim roku 2004 (obr. 2). Jedná se o jednopolový mostní objekt o rozponu 15 m se šikmostí 16 °. Nosná konstrukce se skládá ze šestnácti RPC prefabrikovaných předem předpjatých nosníků I průřezu výšky 600 mm s osovou vzdáleností 1,3 m a železobetonové monolitické desky tloušťky 170 mm uložené na RPC ztraceném bednění o rozměrech 1,1 x 2,4 m tloušťky pouze 25 mm. Postup instalace je obdobný jako v případě betonových předpjatých nosníků a železobetonové desky. Nosníky mají ovšem značnou výhodu ve své hmotnosti pouze 4,2 t při délce 15,1 m (280 kg/m’). Pro srovnání při konveční alternativě by se jednalo o cca 9 t. Ztracené bednění je rovněž extrémně lehké a zaruču-


5/2007

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 je vysoce trvanlivý podhled mostu. Při zatěžovací zkoušce byl naměřen průhyb nosníku 5 mm oproti teoreticky spočteným 6 mm. První realizací dálniční mostní konstrukce z Ductalu v USA je z konce roku 2005 projekt Wapello County, Iowa, který byl vyvinut firmou Lafarge North America (obr. 3). Délka předem předpínaných prefabrikovaných nosníků je 35,6 m. Měkká výztuž je použita pouze pro zajištění spřažení s monolitickou nabetonovanou deskou. V průřezu je použito celkem 40 lan ∅ 15,2 mm napnutých na 72,6 % meze kluzu. Nové materiály a nekonvenční konstrukční řešení se snadněji zavádějí v pří-

se stěnou tloušťky 2 mm což dále zlepšuje duktilitu, pevnost v tlaku se uvažuje 300 MPa. Do současnosti nejvýznamnější RPC konstrukce je lávka Sunyudo, Soul, Jižní Korea s rozponem 120 m (obr. 5). Nosnou konstrukci tvoří šest prefabrikovaných dodatečně předepnutých segmentů PI průřezu výšky 1,3 m s příčně žebrovanou deskou tloušťky 30 mm, vzdálenost žeber je 1,225 m. Tloušťka stěn průřezu je 160 mm. Další působivou realizací je například lávka Sakata-Mirai v Japonsku (obr. 6) s rozpětím 50,2 m a hmotností nosné konstrukce pouze 56 t. Jak naznačují uvedené příklady projek-

tů RPC respektive Ductal® není prostou náhradou betonu či oceli. Je to materiál, který nabízí prostor pro inovační řešení s bezprecedentní životností. Dr. Mark Rebentrost VSL Australia Pty. Ltd., 6 Pioneer Avenue Locked Bag 102, Pennant Hills NSW 2120 Thornleigh – Australia e-mail: [email protected] www.vsl.com Ing. Pavel Smíšek VSL SYSTÉMY (CZ), s.r.o. V Násypu 339/5, 152 00 Praha 5 tel.: 251 091 680, fax: 251 091 699 e-mail: [email protected], www.vsl.cz

Obr. 1 Pracovní diagram Ductalu Fig. 1 Ductal stress-strain diagram Obr. 2 Most Shepherd‘s Creek, zatěžovací zkouška Fig. 2. Shepherd’s Creek Bridge, load test Obr. 3 Most Wapello County, instalace RPC nosníků Fig. 3 Wapello County Bridge, RPC bridge beam being placed. Obr. 4 Lávka Sherbrooke, vizualizace prostorového příhradového nosníku Fig. 4 Sherbrooke Footbridge, space truss visualization Obr. 5 Lávka Sunyudo, typický řez Fig. 5 Sunyudo Footbridge, typical cross section Obr. 6 Lávka Sakata-Mirai Fig. 6 Sakata-Mirai Footbridge

5

padě lávek než u dálničních mostů. Toto tvrzení dokládají dálší příklady realizovaných konstrukcí. Lávka Sherbrooke, Quebec, Kanada je světově první aplikací RPC mostu (obr. 4). Nosná konstrukce se skládá z celkem šesti prefabrikovaných kontaktně betonovaných segmentů dodatečně předepnutých systémem vnitřních a vnějších kabelů. Výška průřezu je 3 m při rozpětí 60 m. Tloušťka horní desky je pouze 30 mm, šířka 3,3 m. Deska je v příčném směru ztužena dodatečně předpínanými žebry tloušťky 70 mm, v podélném směru je navržen pás, také dodatečně předepnutý. Diagonály jsou rovněž z Ductalu, který tvoří výplň ocelových trubek ∅ 150 mm

4 6


5/2007

23



BETONOVÁNÍ

V ZIMĚ ZA NÍZKÝCH A ZÁPORNÝCH TEPLOT WINTER CONCRETING J A R O S L AV B E Z D Ě K

P O Ž A D AV K Y

Tab. 1 Průměrná denní teplota nižší než +5 °C – T5 Tab. 1 Average daily temperature lower than +5 °C – T5

N A T E P LOT U

TRANSPORTBETONU

Požadavky na betonování v zimním období vycházejí z poznatků, že při teplotách nižších než +5 °C se hydratace zpomaluje a při teplotách pod bodem mrazu se prakticky zastavuje. Demands on concreting in the winter season ensue from the knowledge that hydration gets slower under temperatures lower than +5 °C, and it practically stops under temperatures below the freezing point. ZÁKLADNÍ

CHARAKTERISTIKY

Jsou uvedeny v některých normách. ČSN 73 2400 Provádění a kontrola betonových konstrukcí Dnes už neplatná norma vycházela z československých podmínek a zkušeností. Norma stanovila, že teplota betonové směsi (čerstvého betonu) nesmí klesnout před uložením do bednění pod +10 °C a musí být taková, aby na začátku tuhnutí byla nejméně +5 °C po dobu nejméně 72 h.

ZIMNÍHO OBDOBÍ

Podle dlouhodobého sledování Hydrometeorologického ústavu Praha jsou z hlediska provádění betonářských prací významné tyto údaje: • T5 průměrná denní teplota je nižší než +5 °C • T0 průměrná denní teplota je nižší než 0 °C • LD ledové dny – teplota je po celé 24 h pod bodem mrazu V tabulkách 1 až 3 jsou uvedeny údaje o T5, T0 a LD (průměrný počet dnů a doba trvání) z dlouhodobého sledování v několika vybraných lokalitách.

ČSN EN 206-1 Beton – Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda Podle čl. 5.2.8 nesmí být teplota čerstvého betonu v době dodávání nižší než +5 °C. Česká předběžná norma ČSN P ENV 13670-1 Provádění betonových konstrukcí – Část 1: Společná ustanovení V článku 8.5.7 norma stanoví, že teplota povrchu betonu nesmí klesnout pod 0 °C, dokud povrch betonu nedosáhne pevnosti v tlaku, při které může odo-

Lokalita

Počet dnů T5

od

do

131

8. 11.

20. 3.

135

8. 11.

24. 3.

145

8. 11.

28. 3.

158

28. 10.

5. 4.

Praha – Karlov Ostrava České Budějovice Cheb

Tab. 2 Průměrná denní teplota nižší než 0 °C – T0 Tab. 2 Average daily temperature lower than 0 °C – T0 Lokalita

Počet dnů T0

od

do

55

18. 12.

12. 2.

64

15. 12.

18. 2.

72

8. 12.

19. 2.

84

3. 12.

26. 2.

Praha – Karlov Ostrava České Budějovice Cheb

Tab. 3 Teplota je po 24 h pod bodem mrazu – LD Tab. 3 Temperature is below the freezing point for 24 hours – LD Lokalita Praha – Karlov Ostrava České Budějovice Cheb

Počet dnů LD 30 35 33 40

1

Obr. 1 Průměrné datum nástupu a konce zimního období I. a II. kategorie v Praze [3] Fig. 1 Average date of the start and end of a winter season of the 1st and 2nd category in Prague [3]

2

24

Obr. 2 Grafické znázornění charakteristických údajů zimního období [3] Fig. 2 Graph showing characteristic data for a winter season [3]


5/2007

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 lávat mrazu bez poškození (obvykle více než 5 MPa). Obě evropské normy uvádějí teploty nižší než ČSN 73 2400 a nevytvářejí tak dobré podmínky pro betonování v zimním období v České republice. DOPORUČENÉ

T E P LOT Y Č E R S T V É H O

BETONU

Při stanovení minimální teploty se vychází z těchto předpokladů: - vytváření podmínek pro dosažení požadované pevnosti betonu - vyšší teplota čerstvého betonu znamená zrychlený nárůst pevnosti - použití přísad - použití cementu s různým vývinem hydratačního tepla - způsob zateplení a ošetření betonu v konstrukci - rozdíly v povrchovém modulu u tenkostěnných a masivních konstrukcí - určitá nejistota ve vývoji nočních a denních teplot

Obr. 3 Průměrný počet ledových dnů v roce [3] Fig. 3 Average number of icy days in a year [3]

Po celkovém zhodnocení se doporučuje: • Pro venkovní teploty vyšší než +5 °C se nepředepisují teploty čerstvého betonu. • Pro venkovní teploty -5 až +5 °C se doporučuje: Teplota čerstvého betonu - v betonárně min. +15 °C - při převzetí na stavbě min. +10 °C - po zpracování v konstrukci min. +5 °C • Pro venkovní teploty nižší než -5 °C se doporučuje: Teplota čerstvého betonu - v betonárně min. +20 °C - při převzetí na stavbě min. +15 °C - po zpracování v konstrukci min. +10 °C Z Á S A DY B E T O N O VÁ N Í V Z I M Ě • posoudit nutnost betonování při teplotách nižších než -5 °C • použít vyšší třídu cementu s rychlejším vývinem hydratačního tepla (CEM I 42,5 R a 52,5 R) • snížení vodního součinitele • použití urychlujících přísad • zvýšení teploty čerstvého betonu • snížení doby dopravy, manipulace a zpracování čerstvého betonu

Literatura: [1] Bechyně St.: Technologie betonu, SNTL, Praha 1957 [2] Bezděk J.: Wärmeverlust beim Betontransport, Bauwirtschaft 45/69 [3] Bezděk J., Spěvák V.: Oblastní betonárny, SNTL, Praha 1971 [4] Nedbal F.: Za betonem do Evropy. Svaz výrobců betonu ČR, III. vydání 2003

- zajistit, aby teplota bednění nebo zeminy, na kterou se betonuje, byla nad bodem mrazu - tepelně izolovat vybetonovanou konstrukci - prodloužit dobu ošetřování do doby, než beton dosáhne pevnosti min. 5 MPa - provedení dostatečného množství zkoušek destruktivními i nedestruktivními metodami - vést evidenci o průběhu betonářských prací včetně záznamů o teplotách vnějšího prostředí a betonu

Ing. Jaroslav Bezděk, CSc. Velehradská 27, 130 00 Praha 3 tel.: 222 717 250, mob.: 603 720 768

3 BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

5/2007

25



BETÓN ZÁKLADOVEJ DOSKY CYKLOTRÓNOVÉHO SLOVENSKEJ REPUBLIKY, PAVILÓN J CONCRETE OF THE FOUNDATION PLATE OF THE CENTRE OF THE SLOVAK REPUBLIC, J PAVILON IGOR HALAŠA, JÁN PULLMAN, S TA N I S L AV U N Č Í K Článok popisuje betón, ktorý bol použitý pri betonáži základovej dosky Cyklotrónového centra Slovenskej republiky, pavilón J, a jeho vlastnosti v čerstvom a zatvrdnutom stave. Celkový objem uloženého betónu je 5 600 m3. This article describes concrete used in the concreting of the foundation plate of the Cyclotron Centre of the Slovak Republic, J Pavilion, and its propetries in its fresh, as well as hardened state. The total volume of the deposited concrete is 5,600 m3. Cyklotrónové centrum Slovenskej republiky v súčasnosti budované v Bratislave podľa projektu spracovaného v Ruskej federácii bude mať po uvedení do prevádzky nadnárodný význam. Článok popisuje betón, ktorý bol použitý pri betonáži základovej dosky a jeho vlastnosti v čerstvom a zatvrdnutom stave. Celkový objem uloženého betónu je 5 600 m3. Realizátor sa rozhodol pre rozdelenie betonáže na osem samostatne betónovaných dilatačných celkov. Priemerný objem uloženého betónu v jednom celku predstavoval 650 m3 a najväčšia Tab. 1 Priebeh hydratácie cementu, spojiva a kombinácie spojiva a prísad v laboratórnych podmienkach [3] Tab. 1 Process of hydratation of cement, binder and a combination of the binder and additives in laboratory conditions [3] Doba hydratácie [h/d] 12/0,5 24/1 48/2 72/3 96/4 120/5 144/6 168/7

26

betonáž 900 m3. Zabetónovanie jedného dilatačného celku trvalo približne 12 h. Vzhľadom na objem ukladaného betónu a hrúbku základovej dosky, ktorá je v prevažnej časti pôdorysu 2 m, bolo rozhodnuté pre reguláciu vývoja hydratačného tepla pomocou zloženia betónu. Poveternostné podmienky počas realizácie od 10. januára do 19. februára roku 2007 boli vzhľadom na ročné obdobie priaznivé, napriek tomu denné teploty pod 10 °C a nočné okolo 0 °C mohli predstavovať nebezpečenstvo z pohľadu vzniku veľkého teplotného rozdielu medzi povrchom a jadrom základovej dosky. Termíny betónovania boli určované na základe predpovede počasia a očakávaných minimálnych denných a nočných teplôt. P R Í P R AVA Príprava prebiehala v laboratóriu, vo výrobni betónu a samozrejme na stavbe. Betón triedy C20/25 XC1 (SK) – Cl 0,1 – Dmax 22 – S4 bol vyrábaný podľa normy STN EN 206-1/Z1. Spojivom bola kombinácia cementu CEM I 42,5 R a elektrárenského popolčeka, pričom bolo použité aj polypropylénové vlákno, superplastifikátor pre minimalizáciu množstva zámesovej vody a spomaľovacia prísada pre možnosť oddialiť tuhnutie a umožniť pri ukladaní vzájomne previbrovať jednotlivé vrstvy betónu. Uvedené vstupné suroviny boli zvolené aj na základe skúseností s ich použitím v minulosti. Údaje o priebehu uvoľňovania hydratačného tepla cementu a spojiva v laboratórnych podmienkach uvádza tabuľka 1. Vlastnosti čerstvého a zatvrdnutého betónu zistené

Meraná zmes a uvoľnené teplo [J/g] CEM I 42,5 R + popolček, plastifikačná samotný cement + popolček a spomaľovacia prísada 110 92 51 190 160 85 273 228 189 316 260 237 343 283 268 360 300 292 371 312 309 380 322 323

CENTRA CYCLOTRON

v laboratórnych podmienkach a neskôr na stavbe sú v tabuľke 2. Z dôvodu zabezpečenia kontinuálneho zásobovania kvalitným kamenivom boli vo výrobniach kameniva vopred pripravené dostatočné množstvá jednotlivých frakcií vybrané z jadier skládok kameniva tak, aby sa zamedzilo výskytu zmrazkov, ktoré by spôsobovali brzdenie výroby a nehomogenitu vyrobeného betónu. Pre zvýšenie výkonu v zimnom období a poistenie schopnosti kontinuálne dodať požadované množstvo betónu na jednotlivé dilatačné celky boli dodávky betónu realizované z dvoch betonární s rovnakými vstupnými surovinami. Ako samozrejmé opatrenie na zabezpečenie potrebnej teploty čerstvého betónu v zimnej prevádzke bola používaná teplá zámesová voda. Stavba zabezpečila zateplenie debnenia po obvode celej základovej dosky. Projekt nepredpokladal použitie tepelnej izolácie debnenia ani povrchu uloženého betónu, zateplenie medzi jednotlivými dilatačnými celkami sa nedalo realizovať vzhľadom na ich vzájomné preväzovanie systémom špeciálnej výstuže. Limitujúcim faktorom počtu a objemu dilatačných celkov bola cena a osadzovanie dilatačnej výstuže. Keďže prakticky každá strana dilatačného celku bola inak zabezpečená proti vplyvom okolitého prostredia, bolo zaujímavé sledovať priebeh teplôt Tab. 2 Vlastnosti čerstvého a zatvrdnutého betónu [2]; [4] Tab. 2 Propeties of fresh and hardened concrete [2]; [4]

Vlastnosť betónu Konzistencia skúškou sadnutím [mm] po 5 min. Konzistencia skúškou sadnutím [mm] po 20 min. Konzistencia skúškou sadnutím [mm] po 12 h Teplota čerstvého betónu [°C] po 30 min. Objemová hmotnosť zatvrdnutého betónu [kg/m3] po 28 d Pevnosť v tlaku [MPa] po 7 d Pevnosť v tlaku [MPa] po 28 d

Zistená hodnota v lab. na stavbe podmienkach 200 210 160* 190 60 16 2300

2290

28,0 41,5

33,5 47,0

* údaj získaný v skúšobnom laboratóriu po 30 min.


5/2007

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 v betóne. Pred zabetónovaním bolo v konštrukcii jedného z dilatačných celkov umiestnených šesť snímačov teploty. Tri z nich tesne pod povrchom betónu (v rámci krycej vrstvy výstuže), dva v strede hrúbky dosky, kde boli „obalené“ vrstvou betónu minimálne 1 m a posledný snímač, ktorý bol umiestnený tiež v strede hrúbky dosky, ale z jednej strany bol tesne pri dočasnom okraji konštrukcie (pri dilatácii). Zároveň bolo nainštalovaných šesť snímačov teploty, každý z nich 1 m nad povrchom betónu. Cieľom bolo zistiť teplotu vzduchu v okolí a teplotu v konštrukcii na rôznych, vopred určených miestach. Údaje boli kontinuálne zaznamenávané počas prvých sedem dní od zabetónovania. Betonáž sledovaného dilatačného celku prebiehala od rána 22. januára 2007.

#


'(

(

%

%

%

#

2tbc[OxOa[SÒ\WO

#

BS^Z]bOdY]\Èb`cYQWW

>]d`QVPSb\c

BS^Z]bOdhRcQVc

"

!

Obr. 2 Priebeh teploty vzduchu počas prvých 7 dní od zabetónovania sledovaného bloku základovej dosky, znázornené sú spoločne údaje zo šiestich snímačov teploty Fig. 2 Air temperature diagram during the first seven days from concreting the observed block of the foundation plate; common data from six temperature sensors are presented

(

#

%

%

%

% !

'(

%(

2tbc[OxOa[SÒ\WO

#

"

BS^Z]bOI1K

!

BS`[]xZt\]Y

BS`[]xZt\]Y

BS`[]xZt\]Y! ( %

%

'( % #

%

%(

!

Obr. 4 Priebeh teploty v rôznych miestach pôdorysu, vždy v strede hrúbky dosky počas prvých 7 dní od zabetónovania, termočlánky 1 a 2 boli umiestnené v strede dilatačného poľa, termočlánok č. 3 na rozhraní dvoch polí Fig. 4 Air temperature diagram in various places of the plan, always in the centre of the thickness of the plate during the first seven days from concreting, thermocouples 1 and 2 were placed in the centre of the dilatation field, thermocouple 3 on the boundary of two fields

%( !

Obr. 1 Výstuž základovej dosky Fig. 1 Reinforcement of foundation plate

Obr. 3 Priebeh teploty vzduchu, povrchu a „jadra“ dosky počas prvých 7 dní od zabetónovania Fig. 3 Temperature diagram of the air, surface and core of the plate for the first seven days from concreting

%

BS^Z]bOI1K

!

BS^Z]bOI1K

R E A L I Z ÁC I A Doprava čerstvého betónu bola realizovaná domiešavačmi s užitočným objemom 5, 6 a 9 m3. Špecifikom dopravy bolo strmé stúpanie k stavbe v úseku posledných 200 m trasy. Vzhľadom na fakt, že konzistencia betónu na stavbe bola S4 (160 až 210 mm skúškou sadnutím), domiešavače nedopravovali plný objem, ale vždy o 1 m3 betónu menej. Z výkonnejšej betonárne jazdilo priemerne šesť domiešavačov s nákladom 8 m3 a z menšej betonárne sa dopĺňal výkon tromi domiešavačmi s nákladom 4 a 5 m3. Betón bol ukladaný pomocou dvoch mobilných čerpadiel s ramenom, podľa potreby 32 alebo 42 m. Pretože išlo o mimoriadne husto vystuženú konštrukciu, nedalo sa reálne zabezpečiť, aby nedochádzalo k opieraniu používaných ponorných vibrátorov o prúty výstuže. V prípade použitia normálne tuhnúceho betónu vznikla obava, že pri neustálej vibrácii novo ukladaných vrstiev vzniknú v už zavädnutom betóne miesta s nedostatočne obalenou výstužou. Tuhnutie a tvrdnutie začínalo následkom spomalenia po 12 až 18 h, a teda betón uložený na začiatku betonáže bol schopný zhutnenia ponornými vibrátormi ešte aj v tomto čase. Spomalenie umožnilo na stavbe dôkladne zhutniť všetky vrstvy uloženého betónu po celej hrúbke základovej dosky. Celý proces možno považovať za betonáž

2tbc[OxOa[SÒ\WO

5/2007

27



s revibráciou, čo v kombinácii s ošetrovaním betónu, použitými prímesami a prísadami umožnilo vytvoriť masívnu betónovú dosku bez prítomnosti viditeľných trhlín z plastického zmrašťovania alebo plastického sadania betónu. Z H O D N OT E N I E V Ý S L E D K O V Meranie hydratačného tepla uvoľneného po kontakte spojiva so zámesovou vodou preukázalo obmedzenie uvoľneného množstva a vplyv spomaľovacej prísady na oddialenie času, kedy je hydratácia najintenzívnejšia. Týmto bolo umožnené všetkému uloženému betónu tuhnúť a tvrdnúť prakticky naraz, napriek tomu, že celý objem bol vyrábaný v priebehu 12 h. Potvrdenie tohto predpokladu prinieslo meranie priebehu teploty v konštrukcii v rôznych miestach, v jej jadre aj tesne pod povrchom, ako ilustrujú obrázky 3 a 4. Dva snímače teploty (obr. 3) boli umiestnené vo vzájomne najbližších bodoch, kde by podľa predpokladov mali nastať extrémy z hľadiska dosiahnutia maximálnej a minimálnej teploty v rovnakom čase. Cieľom tohto porovnania bolo zistiť kedy a aký maximálny rozdiel teplôt nastane v rovnakom čase v konštrukcii. Podľa [1] je kritický rozdiel teplôt 20 °C, kedy sú vytvorené predpoklady na vznik trhlín z rozdielu teplôt v konštrukcii. Maximálny zaznamenaný rozdiel bol 18,5 °C. V laboratórnych podmienkach prebiehal silný nárast uvoľneného hydratačného tepla na druhý a tretí deň. Na prelome druhého a tretieho dňa po betonáži bola aj v konštrukcii zaznamenaná maximálna teplota, 47,2 °C. Z výsledkov meraní je evidentný rozdiel v maximálnych dosiahnutých teplotách rôznych bodov v rovnakom čase. Namerané údaje ukazujú, že teplota a jej priebeh v konkrétnom bode

výrazne závisia od jeho polohy a teploty okolia. Miesta na okrajoch konštrukcie vystavené ochladzovaniu od vonkajšieho prostredia dosahujú výrazne nižšie maximálne teploty v porovnaní s miestami, ktoré sú zo všetkých strán obklopené metrovou vrstvou tuhnúceho a tvrdnúceho betónu. Na obrázku 4 sú uvedené teploty z troch rôznych miest vždy v strede výšky konštrukcie. „Termočlánok 1“ a „Termočlánok 2“ predstavujú merania v bodoch, ktoré sú zo všetkých strán obklopené vrstvou betónu s hrúbkou 1 m. „Termočlánok 3“ zaznamenával priebeh teploty v bode, ktorý bol z jednej strany ochladzovaný teplotou vzduchu. Umiestnený bol na okraji budúcej dilatácie. Po zabetónovaní vedľajšieho dilatačného celku sa v tomto bode prejavil nový nárast teploty v čase, keď sa okolitý (skôr uložený) betón už ochladzoval. Z ÁV E R Detailná príprava zloženia betónu, príprava betonárne a stavby podľa aktuálnych poveternostných podmienok má význam z hľadiska účinnej regulácie výšky a tiež priebehu teplôt v konštrukcii. Ukladanie a zhutňovanie betónu prebiehalo podľa predpokladov, merania teploty na povrchu konštrukcie a v strede jej hrúbky preukázali, že priebeh teploty bol v rámci teoretických predpokladov. Zvolené zloženie betónu v kombinácii s jeho vystužením zabezpečilo dostatočnú ochranu pred tvorbou trhlín, ktoré by mohli byť spôsobené napätiami z rozdielu teplôt medzi rôznymi miestami v konštrukcii. Na základe prípravy v skúšobnom laboratóriu je možné pomerne presne predpokladať, ako bude prebiehať hydratácia spojiva a teda aj vývoj uvoľneného tepla,

Literatúra: [1] Neville A. M.: Properties of concrete, Fourth edition, Longman, London 1997 [2] BetónRacio, s. r. o., Protokoly č. B 2007/0555 a B 2007/0386, Trnava 16. 2. 2007 a 13. 1. 2007 [3] Považská cementáreň, a. s., Protokol o uvoľnenom hydratačnom teple skúšaných zmesí [4] BetónRacio, s. r. o., Protokol o miešani v skúšobnom laboratóriu, zakázka č. 11/06/173, prímacie číslo betónu 2006/927 a 2006/928

čo predstavuje prínosnú informáciu z pohľadu ošetrovania betónovej konštrukcie a nadväzujúcich činností v rámci pokračujúcej výstavby objektu. Nezanedbateľným prínosom je tiež overenie vplyvu použitej spomaľovacej prísady na priebeh hydratácie spojivovej zmesi, porovnanie nameraných údajov s teoretickými predpokladmi a priebehom tuhnutia či uvoľňovania tepla z hydratácie betónu, ktorý je uložený v konštrukcii. Ing. Igor Halaša BetónRacio, s. r. o. Skladová 2, 917 00 Trnava Slovenská republika tel.: +421 335 531 531 e-mail: [email protected], www.betonracio.sk Ing. Ján Pullman ALAS Slovakia, s. r. o. Polianky 23, 841 01 Bratislava Slovenská republika e-mail: [email protected] Doc. Ing. Stanislav Unčík, PhD. Stavebná fakulta STU Bratislava

VI . PUTEOLSKÝ PR ÁŠKOVIT Ý PÍSEK Existuje také jeden druh práškovitého písku, který vytváří přirozeným způsobem podivuhodné věci. Vyskytuje se v krajích u Bají na území městeček ležících okolo hory Vesuvu. Tento práškovitý písek, smíšen s vápnem s kusovým kamenem, dodává pevnosti nejen stavbám vůbec, ale dokonce s jeho pomocí tvrdnou pod vodou i hráze stavěné v moři. Děje se to zřejmě z důvodů, že pod těmi horami jsou rozžhavené kusy půdy i mnohé prameny, což by se nedělo, kdyby v hlubinách pod nimi nebyly velké ohnivé zdroje hořící síry, kamence nebo zemní smoly. Jestliže tedy tři uvedené látky, které oheň svým působením učinil zcela stejným způsobem pórovitými, utvoří jednotnou směs, stmelují se dohromady, když do sebe nabraly náhle tekutinu, přičemž účinkem vlhkosti rychle tvrdnou a zpevňují se v celek, takže ani vlnobití, ani síla vody je nemůže od sebe oddělit... ... Aby tyto věci nebyly neznámy těm, kdo provádějí nějakou stavbu, podal jsem, pokud mé vědomosti stačily, výklad o materiálu nezbytném při provádění staveb, o uspořádání základních živlů, v němž je tento materiál od přírody stejně složen, jakož i o tom, jaké přednosti a nedostatky mají jeho jednotlivé druhy. Kdo se tedy dovede řídit údaji tohoto pojednání, bude mít ve věci větší rozhled a bude si moci při stavebních pracích vybrat správné použití jednotlivých druhů materiálu… Marcuc Vitruvius Pollio, Deset knih o architektuře, Kniha druhá

28


5/2007

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


5/2007

29

SANACE R E H A B I L I TAT I O N

OCHRANA

BETONU V OBLASTI ODPADNÍ A PITNÉ VODY THE PROTECTION OF A CONCRETE IN THE AREA OF WASTE- AND POTABLE WATER TOMÁŠ PLICKA Cílem článku je shrnout a popsat požadavky na ochranné systémy v trvalém styku s odpadní a pitnou vodou a představit ochranné systémy, které uvedeným požadavkům s technickou rezervou spolehlivě vyhoví. This paper is aimed to sum up and describe requirements for protection sytems in permanent contact with waste-, as well as potable water. It further seeks to introduce protection systems which will reliably meet the above demands while maintaining a technical reserve. Beton je bezpochyby stavební materiál minulého a také tohoto století. Má vysokou životnost, je snadno k dispozici, lehce se tvaruje a je především cenově výhodný. 70 % poválečných staveb je postaveno z betonu. Také u stavebních konstrukcí v oblasti pitné a odpadní vody je beton nejvíce používaný stavební materiál, bez kterého by nebylo možné zkonstruovat čistírny odpadních vod (ČOV) či úpravny pitné vody tak, jak je známe dnes. JAK

DOCHÁZÍ K POŠKOZENÍ

BETONU?

Vysoká úroveň technologií a šetření s vodou, stejně jako nové metody přípravy pitné vody a úpravy odpadní vody mají na odolnost betonu v ČOV stále vyšší požadavky. Beton je sice mechanicky a teplotně velmi odolný, jako alkalický materiál však vykazuje slabiny při chemickém působení kyselin. Kritickou hranicí pro samotný nechráněný beton je hodnota pH-faktoru prostředí rovná 5. Odpadní voda, která je přiváděna s pH 6,5 až 7, nepůsobí na beton zprvu vůbec negativně. Tzn. že primární působení samotnou odpadní vodou neexistuje. V průběhu různých stupňů čištění a odkalovacích fází však může v závislosti na koncentraci škodlivých látek resp. biologických procesů vzniknout sekundární působení, které beton silně nebo dokonce velmi silně napadne. U splaškové vody z domácností se v biologickém stupni čištění mění organické látky na biomasu a odštěpuje se oxid 30

uhličitý CO2 a sirovodík H2S. CO2 je plyn, který se v naší atmosféře vyskytuje přirozeně v celkovém objemu podílem cca 0,03 % a je iniciátorem obávané karbonatace betonu. V téměř nasyceném vlhkém prostředí ČOV k procesu karbonatace však nedochází. Sirovodík je také plyn málo agresivně působící na beton, je však vysoce jedovatý a způsobuje velmi nepříjemný zápach. O zápachu hovoříme při hodnotě 0,1 ppm (parts per million), od 1 do 10 ppm je již zápach vnímán jako nepříjemný. Při koncentraci 0,1 % objemu se u člověka dostaví křeče a bezvědomí a již po několika minutách působení pak dochází dokonce k ohrožení života. Aby došlo k potlačení nepříjemných a nebezpečných působení sirovodíku, je nutné v mnoha případech zakrýt nebo uzavřít určité stupně čištění. Z důvodu této stavební změny vznikají zpravidla při nedostatečné ventilaci nad hladinou v tzv. „plynojemu“ velmi rychle sekundární biologické procesy, při kterých dojde mikrobakteriální oxidací thiobakterií k chemické přeměně koncentrovaného sirovodíku H2S na kyselinu sírovou H2SO4. Tím může již po několika měsících dosáhnout prostředí pH 1 až 2,5. Biogenní kyselina sírová je vysoce agresivní vůči betonu, protože na něj útočí hned dvěma způsoby: • je narušena matrice cementu, • uvnitř v betonu vzniká sádra jako produkt chemické reakce. Krystaly sádry mají větší velikost, dochází k rozpínání a vnitřnímu roztrhání betonu. Tento jev se svým typickým obrazem trhlin umožňuje škodlivé kyselině proniknout ještě hlouběji do betonu, a tím se urychluje průběh vzniku škod. OCHRANA

POVRCHU PŘED

PŮSOBENÍM KYSELINY

Nechráněný beton je v tomto prostředí velmi rychle poškozen. Které materiály jsou ale vhodné pro preventivní ochranu betonu tak, aby spolehlivě a dlouhodobě působily v prostředí pH 1? Organické materiály pro povrchovou úpravu, jako epoxidové a polyuretanové pryskyřice, jsou účinné ve spojení s pod-

kladem jako povrchová ochrana betonu, v trvale mokrém prostředí ČOV však podle nejnovějších průzkumů mají značné nevýhody. Organické povrchové úpravy nejsou paropropustné a mohou podle nejnovějšího sledování při provlhnutí ze zadní strany, u zpravidla v zemi zapuštěných nádrží, ztratit přilnavost k podkladu, přestat těsnit, tvořit puchýře a sloupat se ve velkých plochách. Zkušenosti s tímto fenoménem jsou známy z mnohých objektů. Kromě toho dochází osmotickými procesy (snaha o vyrovnání koncentrace kapaliny v obsahu nádrže s vodou obsaženou v pórech betonu) k osmotickým tlakům, které také mohou za určitý čas uvolnit spojení organické povrchové vrstvy s podkladem, a tím vést k vytvoření puchýřů a porušení ochrany povrchu konstrukce. Pro sanaci betonu u vodních děl již dlouhou dobu vylučuje v Německu platná směrnice (ZTV-W pracovní list č. 219, pro stavby, které jsou neustále ve styku s vodou) použití organických umělých hmot. U veřejných vodohospodářských staveb platí podobné principy. Dalším výrazným nedostatkem organických povrchových úprav je jejich pouze omezená mechanická odolnost. Poškození jejich povrchu vede zanedlouho ke ztrátě účinku celé povrchové ochrany. Difúzní minerální systémy Schopnost prostupu vodních par u minerálních ochranných systémů na bázi cementů bez trikalciumaluminátu C3A zaručuje dlouhodobé spojení s betonovým podkladem tak, že při řádně provedené aplikaci může docházet k difúzi vodních par, které se pak nestávají příčinou následných škod. Tyto systémy mohou být s velkou účinností použity u stavebních konstrukcí ČOV. Pokud hledáme systém, který je paropropustný a zároveň je odolný velmi kyselému prostředí (< pH 3,5), pak se v částech ČOV s takovým vysokým stupněm kyselosti již více než jedno desetiletí osvědčuje polymersilikátová malta. Zde se jedná o čistě minerální, anorganické, paropropustné ochranné systémy zcela


5/2007

SANACE R E H A B I L I TAT I O N bez obsahu cementu, u kterých amorfní silikátový gel tvoří neprostupnou a kyselině odolnou pevnou matrici, která vytváří dlouhodobé spojení s betonem. Tyto systémy jsou na rozdíl od systému organických na bázi umělých hmot vysoce odolné proti mechanickému zatížení. Polymersilikáty, také označované jako alkalisilikáty, mají dobrou tvarovou a objemovou stálost. Jsou fyziologicky nezávadné, odolné vysokým teplotám a prokazují i vysokou odolnost proti mrazu a působení rozmrazovacích solí. Zpracování polymersilikátových systémů Polymersilikátový systém Konusit KK 10 společnosti MC-Bauchemie se skládá ze základní práškové složky a záměso-

vé tekutiny, které se v daném hmotnostním poměru vzájemně smísí a poté se ochranný systém aplikuje na připravený betonový podklad strojním nástřikem nebo v případě malých ploch také ručně. Podklad přitom může být i vlhký. Důležité však je, aby byla dosažena požadovaná tloušťka vrstvy minimálně 8 mm, a tím byla docílena patřičná odolnost systému vůči zmíněným kyselinám. Po celkovém vytvrdnutí (sedm dnů) může být ochranný systém neomezeně zatěžován. Zprávy včetně monitoringových studií o praktickém použití v ČOV po dobu déle než deseti let jednoznačně potvrzují způsob působení tohoto velmi trvanlivého ochranného systému. Zrychlené cyklické pokusy ukázaly, že při bezchybném zpracování je polymersilikát Konusit KK 10 schopný odolávat několik dese-

Obr. 1 Pohled na ČOV Fig. 1 View of a wastewater treatment plant Obr. 2 Zásobník pitné vody Fig. 2 Potable water reservoir Obr. 3 Aplikace ochranného systému Fig. 3 Protection system appliaction Obr. 4 SSBK – sanační materiál roku 2006 Fig. 4 SSBK – reconstruction material of the year 2006


5/2007

31

SANACE R E H A B I L I TAT I O N

tiletí působení kyseliny sírové s hodnotou pH 1. Tento výsledek je potvrzen kontrolními testy nezávislých institutů. Již mnoho let je budován celosvětový, licencovaný systém distribuce produktu Konusit KK 10. Řada odborných prováděcích firem v Německu má již zkušenosti se zpracováním a technologií polymersilikátů. Firmy jsou intenzivně školeny v aplikacích technologií polymersilikátů a každoročně dále proškolovány a seznamovány s výsledky výzkumu rychle se rozvíjejícího oboru. Tím je zaručeno, aby byla tato speciální povrchová ochrana se svými trvalými účinky aplikována odborně. Stejnou cestou chceme postupovat také v ČR. N Á K L A DY

ekvivaletní vodní součinitel pórovitost čerstvé malty [objem. %] celková pórovitost [objem. %] po 28 dnech po 90 dnech pevnost v tlaku [MPa] odtrhová pevnost [MPa] střední hodnota

Požadovaná hodnota ≤ 0,50 ≤5 ≤ 12 ≤ 10 ≥ 45 ≥ 1,5

Tab. 1 Příklad požadavků na ochranné systémy pro styk s pitnou vodou, Německo Tab. 1 Example of requirements for protection systems in contact with potable water, Germany

N A D O D AT E Č N O U

OCHRANU BETONU

Pokud si uvědomíme způsobené škody, a tím vzniklé náklady pro sanaci betonu, potom se investice do dlouhodobé ochrany betonu více než vyplatí. U zakrytých částí ČOV nemusí být ochráněna celá vnitřní plocha nádrží, nýbrž pouze prostor, ve kterém se shromažďuje plyn včetně pásma změny výšky hladiny. Náklady na polymersilikáty odpovídají, vztaženo na stavbu nové ČOV, cca 0,5 až 1 % z celkových investičních nákladů. Dodatečná aplikace ochranných systémů je zpravidla spojená s dalšími náklady, které značně přesahují vlastní sanační opatření, např. vyřazení nádrží z provozu resp. nákladné přečerpávaní či přeložky přítoku odpadních vod do jiných ČOV. O C H R A N A OT E V Ř E N Ý C H N Á D R Ž Í N A Č OV Pro ochranu betonu u otevřených nádrží ČOV, u kterých dochází kromě působení splaškové vody také k termickým vlivům (změny teplot v průběhu roku) a k vzniku biologického porostu v místech přechodu a změny výšky hladiny, mohou být použity vysoce těsné a podle DIN 4030 silnému působení odolné (do pH 3,5) modifikované cementové malty jako např. systémy MC-RIM. Tyto ochranné systémy jsou také koncipovány na bázi cementů bez C3A, a jsou tím pádem odolné vůči sulfátům. Před samotnou aplikací ochranných systémů je potřeba při opravě stávajících objektů provést také samotnou reprofilaci konstrukce. I zde se jeví jako výhodné použití správkových malt na bázi cementů bez C3A, které jsou odolné proti síranům obsaženým v kontami32

Vlastnost ochranného systému

novaném podkladním betonu. MC-RIM je tak ucelený sanační systém pro potřeby sanací v oblasti vodního odpadového hospodářství. O B L A S T P I T N É V O DY Proč je lepší silná než tenká ochranná vrstva? Tenkovrstvé minerální ochranné šlemy používané v oblasti pitné vody, v cementově šedé, bílé nebo modré barvě, se aplikují v rozsahu tloušťek vrstev od 1 do max. 3 mm. Složení těchto stavebních látek je velmi jemné, skládají se především z pojiva a částic kameniva frakce 0,1 až 0,3 mm. V odborném žargonu jsou produkty tohoto typu označovány také jako „materiál jednoho zrna“ (frakce plniva má téměř shodnou velikost). Protože s jednou frakcí nelze vytvořit plynulou křivku zrnitosti kameniva, je z technologického hlediska výroby betonu nemožné vytvořit dostatečně těsnou matrici ochranné malty. S tím je spojená zvýšená pórovitost, zhoršená těsnost a také zhoršená odolnost proti procesům hydrolýzy a vyluhování. Vysoké podíly organických částic a také ke zpracování potřebná množství vody a cementu urychlují v uvedených produktech popsané procesy. Je nutné si uvědomit, že 1 až 3 mm tenké vrstvy s existujícím snižováním její tloušťky jednoduše způsobené provozem nebo v průběhu čištění agresivními čistícími prostředky, nemohou vytvořit dlouhodobou záruku ochrany. Platná vyhláška MZ ČR č. 409/2005 Sb. schvaluje ochranné systémy pro trvalý styk s pitnou vodou pouze z hlediska možných výluhů a vztahu ke kvalitě

pitné vody. Vyhláška však nijak technicky neřeší požadavky na ochranné systémy pro styk s pitnou vodou. V rámci států EU byly tyto požadavky formulovány, např. stav v sousedním Německu je patrný z tab. 1. Ochranný systém MC-RIM se oproti tomu skládá z exaktně nastavené křivky zrnitosti (plnivo má různorodou velikost frakce), která dosahuje až ultra jemných oblastí. Díky vybraným surovinám je dosažena vysoká minerální reaktivita, která vede k rychlé stavbě husté a těsné matrice. Tím je dosaženo velmi nízké pórovitosti a vysoké odolnosti malty vůči procesům hydrolýzy. Přípustné mezní hodnoty uvedené v tabulce jsou při vodním součiniteli 0,38, pórovitosti čerstvé malty 3,5 %, celkovém objemu pórů po 28 dnech 4,5 %, celkovém objemu pórů po 90 dnech 4,6 %, pevnosti v tlaku 54 MPa a při odtrhové pevnosti od podkladu > 2,5 MPa výrazně podkročeny. MC-RIM je odolný dle DIN EN 206 vysoce agresivním vodám v oblasti pH 3,5 až 14 a splňuje veškeré požadavky ČSN EN 1508 (Vodárenství – Požadavky na systémy a součásti pro akumulaci vody). Při procesu hydratace a tvrdnutí nejen, že se brzy v prvotní fázi vytváří reaktivní gel, ale také se vyvolává dlouhodobě cílený kryptokrystalický růstový proces, který ultra jemné póry dodatečně uzavře a zatěsní. Tím se docílí extrémně nízké pórovitosti, zvýšené těsnosti a také výborného chování ve styku s pitnou vodou v oblasti hydrolýzy a vyluhování. Díky progresivnímu kryptokrystalickému minerálnímu systému se zvyšuje těsnost a odolnost v průběhu užívání, a je tak zajištěna výborná dlouhodobá ochrana stavebních konstrukcí v oblasti pitné vody. Z ÁV Ě R E M Ochranný systém MC-RIM byl jako univerzálně použitelný ochranný systém pro oblast odpadní a pitné vody vyhlášen Sanačním materiálem roku 2006 v oboru vodohospodářských a hydrotechnických staveb na letošním sympóziu SSBK.

Ing. Tomáš Plicka MC-Bauchemie, s. r. o. Skandinávská 990, 267 53 Žebrák tel: 311 545 155, fax: 311 537 118 e-mail: [email protected] www.mc-bauchemie.cz


5/2007

NOVÉ

MOSTNÍ SVODIDLO

Ani osobní automobil jedoucí rychlostí 100 km/h, ani těžké nákladní vozidlo jedoucí rychlostí 80 km/h neprorazily nové mostní svodidlo zkoušené v posledních srpnových dnech na bývalém letišti u obce Kámen na zkušebním polygonu podniku TAZUS Praha (obr. 1 a 2). Svodidlo je určeno pro použití na dálničních a silničních mostech a mimoúrovňových křižovatkách. Tým, pracující na vývoji svodidla, získal na základě řady výpočtů a zkoušek dostatek podkladů, které umožnily upřesnit potřebné parametry. Posledním a zároveň nejtěžším testem svodidel byly nárazové zkoušky. „Abychom mohli vůbec zkoušku uskutečnit, bylo nutné vybudovat mostní římsu, na kterou jsme svodidlo ukotvili. Samotná zkouška proběhla tak, že do svodidla nejprve narazilo osobní vozidlo rychlostí 100 km/h pod úhlem nájezdu 20°. Po něm následoval náraz nákladního vozu rychlostí 80 km/h pod stejným úhlem. Automobily pro tuto zkoušku speciálně upravila a vybavila dálkovým řízením společnost TAZUS Praha. Zkouška kotveného svodidla proběhla úspěšně a ani naměřené hodnoty snímané v narážejících vozidlech nepřekročily mezní hodnoty pro ochranu přepravovaných osob,“ uvedl koordinátor projektu Jaroslav Doubrava ze společnosti Skanska Prefa. Kotvené betonové svodidlo na českém stavebním trhu dosud chybělo. Hlavním cílem projektu byla příprava nového svodidla pro silniční stavby s vyššími bezpečnostními parametry, které bude podstatně lépe odpovídat současným potřebám a realitě na našich komunikacích. Vývoj svodidla trval necelý rok a v jeho průběhu konstrukce, jejímž vzorem byla svodidla použitá na Pražské radiále u Pisáreckého tunelu v Brně, prošla zásadními změnami. Svodidlo s označením MKS 07 čeká ještě schvalovací proces na Ministerstvu dopravy ČR, po jehož ukončení může být používáno na pozemních komunikacích. Jeho využití bude přitom znamenat určité úspory materiálu při stavbě mostních konstrukcí. Laik nebude pod kusem betonu s ukotvením vidět, jak složitý inženýrský úkol tento projekt představoval. Z tiskové zprávy společnosti Skanska Prefa, redakčně zkráceno Obr. 1 Obr. 2

1

2

Náraz nákladního automobilu jedoucího rychlostí 80 km/h do zkoušeného betonového svodidla Měření rozsahu a hloubky poškození zkoušeného betonového svodidla po nárazu nákladního automobilu

síla zkušenosti Mott MacDonald Ltd. je jedna z nejvĚtších svĚtových multi-disciplinárních projektovĚ inženýrských konzultaþních spoleþností Mott MacDonald Praha, s.r.o. je þeská poboþka mezinárodní spoleþnosti 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 stupŁŢ projektové dokumentace, Őízení a supervize projektŢ. Tyto þinnosti zajišŘujeme v tĚchto oblastech: Silnice a dálnice Železnice Mosty a inženýrské konstrukce Tunely a podzemní stavby Vodní hospodáŐství Životní prostŐedí Geodetické práce GraӾcké aplikace Inženýring a konzultaþní þinnost Kontakt: Mott MacDonald Praha, spol. s r.o. Ing. JiŐí Petrák Národní 15, 110 00 Praha 1 tel.: +420 221 412 800, fax: +420 221 412 810 www.mottmac.cz, e-mail: [email protected]

SOFTWARE SOFTWARE

STATICKÉ VÝPOČTY A NAVRHOVÁNÍ SPOJITÝCH NOSNÍKŮ STAT I C A N A LY S I S A N D D E S I G N O F C O N T I N O U S B E A M S LIBOR ŠVEJDA Jednou ze základních úloh statiky pozemních konstrukcí je návrh spojitého nosníku. Elementární důležitost, četnost a možná variabilita těchto velmi častých konstrukčních dílců si s ohledem na produktivitu a současně nezbytnou spolehlivost návrhu vyžadují optimální softwarovou podporu. Důležité je přitom nejen maximálně efektivní zpracování rutinních návrhů běžných dílců, ale i možnost detailního vyšetření složitých, vysoce namáhaných spojitých nosníků. Společnost RIB uvádí na stavební trh software nové generace RTbalken na statické výpočty a navrhování spojitých železobetonových, popř. i předpjatých nosníků. RTbalken navazuje na svého úspěšného předchůdce BALKEN a současně interně využívá progresivní technologie nelineárních výpočtů FEM TRIMAS, osvědčených návrhových algoritmů RTfermo a interaktivních výkresů výztuže ZAC. One of the basic tasks of a static analysis of buildings is the design of a continous beam. Considering productivity and at the same time necessary design reliability, the essential importance, the frequency and the possible variability of these common construction units call for an optimal software assistance. In this case not only an efficient dealing with a routine design of common components but also a possibility of detailed analysis of complex and highly stressed continous beams are important. The company RIB introduces to the construction market new generation software RTbalken for static analysis and design of steel concrete, eventually prestressed continous beams. RTbalken bases on its successful predecessor RIB BALKEN and uses simultaneously for its internal procedures a progressive nonlinear FEM technology of TRIMAS, competent design algorithms of RTfermo an interactive reinforcement design of ZAC. ŘEŠENÍ

PRO BĚŽNÉ I NÁROČNÉ

KONSTRUKCE

RTbalken je výkonný software na běžné i komplexní statické výpočty (interně metodou konečných prvků) a navrhování spojitých železobetonových, volitelně 34

předpjatých nosníků. Pro zadaný nosník s možnými náběhovými oblastmi, skokovými změnami průřezů, s ozuby a příčnými prostupy, se pro popsané zatěžovací stavy a nastavenou redistribuci ohybových momentů stanovují obálky kombinovaných vnitřních účinků a deformace. Dle zvolené normy EC2-1, DIN 1045-1 nebo ÖNorm B4700 bezprostředně následují automatizované návrhy nutné výztuže na rovinný ohyb s normálovou silou, posouvající síly a kroutící momenty (MSÚ), nutné výztuže na omezení šířky trhlin, omezení napětí, omezení průhybů a vykrytí tahových sil (MSP). Dále je možné detailně vyhodnocovat vnitřní

Obr. 1 Základní panel programu RIB RTbalken Fig. 1 The main dialog of RTbalken Obr. 2 Definice zatěžovacích stavů a zatížení Fig. 2 The definition of load cases and loads

účinky v důsledku vystrojení konstrukce, jednotlivých proměnných zatížení, sněhu, větru, teploty a poklesů podpor. Možnosti výpočtu a návrhů lze volitelně rozšířit v RTbalken EXPERT o předpjaté spojité nosníky pozemních staveb.


5/2007

Aplikované návrhové normy a předpisy V RTbalken se dle volby uživatele zohledňují požadavky různých norem a předpisů. K těmto např. patří: • EC2-1, DIN 1045-1 a ÖNorm B4700 • nelineárnívýpočetprůhybůdleEC25.7(4)P – „podvojné účtování“, resp. DIN 1045–1, 8.5.1 (3), (5) • sešit 399 a sešit 525 DAfStb Zatížení a automatizované návrhové kombinace Zatížení v zatěžovacích stavech lze zadávat nezávisle na rozpětí polí nosníku a zařazovat do skupin účinků, které tak zaručují automatické sestavení všech návrhových účinků. K dispozici jsou následující typy zatížení: • rovnoměrná, trojúhelníková a lichoběžníková spojitá zatížení včetně kroutících momentů na jednotlivá pole nebo libovolné úseky nosníku nezávisle na polích • automatická rozdělení spojitého, proměnného (užitného) zatížení po polích nosníku • osamělá zatížení kdekoliv na nosníku: Fx, Fz, Mx a My • teplotní zatížení a poklesy podpor • modifikace kombinací pro nelineární výpočet • přenos zatížení do a z jiných výpočtů Výkonné výpočetní jádro FEM Pro výpočet deformací, vnitřních účinků a jejich kombinací se interně využívá moderní výpočetní jádro MKP RIB TRIMAS, které mj. poskytuje realistický, neli-

neární výpočet únosného zatížení a průhybů vyztuženého nosníku s jeho efektivními tuhostmi a porušením trhlinami. Kompletní návrhy dle EC2-1 nebo DIN 1045-1 Návrh na rovinný ohyb s normálovou silou je veden pro návrhové momenty volitelně se zohledněním jejich omezené redistribuce ve smyslu EC2-1, kap. 5.5, resp. DIN 1045-1, kap. 15.1.2. Návrh na posouvající sílu vychází z Mörschovy příhradové analogie. Navrhuje se na rozhodující návrhovou hodnotu posouvající síly Vsd. Posudek vyhovuje, pokud návrhová hodnota Vsd nepřekračuje zjištěnou odolnost dílce. Sklon tlačených vzpěr je v rámci daných mezí proměnný. V případě normy DIN 1045-1 je příhradový model rozšířen o vliv tření mezi trhlinami, což snižuje nutnou smykovou výztuž. Návrh na kroucení vychází z modelu analogického tenkostěnného dutého průřezu, resp. příhradoviny. Následně se omezují tlaková napětí v betonu a navrhuje výztuž v tažených vzpěrách. Stabilita trhlin je zajištěna, pokud je dodržena minimální výztuž na trhliny a splněna podmínka max. možného průměru výztuže a její rozteče. Napětí ve výztuži se uvažují z kvazistálé kombinace. Omezení průhybů vyplývá z EC2-1, kap. 4.4.3.2, resp. z DIN 1045-1, kap. 11.3. Pro každé pole nosníku se v místě max. kladného ohybového momentu z charakteristické kombinace kontroluje ohybový moment, rameno vnitřních sil, napětí ve výztuži. Pokud zjištěná ohybová štíhlost překročí dovolenou hodnotu, posudek nevyhovuje. Omezení napětí na mezním stavu použitelnosti je splněno, pokud vyhovuje návrh na MSÚ, uvažuje se s výztuží z návrhu na omezení šířky trhlin a byly dodrženy konstrukční zásady. Redistribuce vnitřní účinků je omezena normou DIN 1045-1 na 15 %, jinak uživatelsky volitelná. Jak podle EC2-1, tak i DIN 1045-1 musí být podélná ohybová výztuž uspořádána tak, aby v každém návrhovém řezu byla tahová síla únosná. Přesah a1 v průběhu únosné tahové síly je závislý na sklonu tlačených vzpěr a přenášené svislé třmínkové výztuži a tudíž na zvolené návrhové metodě. Návrhy konstrukčních detailů jako například příčných prostupů a ozubů


5/2007

trojawerbeagentur.eu

Všestranný výpočetní model V RTbalken, resp. RTbalken EXPERT lze modelovat, počítat a navrhovat nosníky s následujícími vlastnostmi: • krakorce, prosté nebo spojité nosníky • náběhové oblasti v podélném směru, skokové změny průřezů, poddajná vetknutí • železobeton, vysokopevnostní betony, betony vlastní definice, resp. předpjatý beton • momentové klouby (Gerberův nosník) • parametrizované, běžné stavební průřezy: obdélník, deska, T / převrácené T, průřez I a I s příčnými náběhy u horní a dolní pásnice a s proměnnou tloušťkou stojiny • ozuby, obdélníkové a kruhové příčné prostupy nosníkem

Nebeská – statika spojitých nosníků RIB RTbalken Nebesky pohodové jsou statické výpočty a navrhování spojitých nosníků v softwaru RIB RTbalken. Proměnné průřezy, příčné prostupy, ozuby nebo předpětí – od komfortního zadání přes výpočet, návrhy až po automatizované vykreslení výztuže nosníku. • integrovaný, nelineární výpočet FEM TRIMAS® • rovinný ohyb s normálovou silou • posouvající síla + kroutící moment • automatické kombinace dle Eurocodu • návrhy na MSÚ, MSP a MS únavy • dodatečná výztuž prostupů, ozubů a styku stojina – pásnice • realistický, nelineární výpočet průhybů nosníku s trhlinami • volitelně předpětí Více informací a demoverze získáte u 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] www.rib.cz

plan it, build it, run it

35

SOFTWARE SOFTWARE

v místech podpor jsou pro rozhodující návrhové účinky přímo integrovány v návrzích RTbalken. Interaktivní, parametrické vyztužování V návaznosti na programem navrženou nutnou výztuž lze graficky interaktivně rozmísťovat reálnou podélnou a třmínkovou výztuž a optimalizovat tak vykrytí tahových a posouvajících sil. Zvolené rozmístění výztuže lze automatizovaně vygenerovat a předat jako výkres výztuže přímo do CAD RIB ZEICON nebo prostřednictvím programové komponenty ZACView ve formátu DXF do libovolného jiného systému CAD. Textový a grafický protokol výpočtu Pomocí integrovaného nástroje RIB RTconfig na strukturované zobrazování a výstup sestav mohou být konfigurovány a tištěny v jednom dokumentu všechny tabelární a grafické výsledky výpočtů a návrhů dle individuálních požadavků inženýrské kanceláře. Kromě globálních přehledů a průběhů pro celý nosník lze v případě potřeby zobrazovat detailní výsledky v návrhových řezech. Následný export protokolu např. do formátu RTprint, RTF (Word) nebo BauText 2008 umožňuje jejich další zpracování formou „digitální statiky“.

Obr. 3 Interaktivní rozmístění výztuže z návrhů Fig. 3 The interactive positioning of reinforcement based on the design

Fig.

Obr. 4 Protokol výpočtu a generovaný výkres výztuže The design protocol and generated drawing of reinforcement

Obr. 5 Panely definice předpětí v RTbalken EXPERT Fig. 5 The input dialogs of prestressing

Rozšíření o předpětí v RTbalken EXPERT Vedle vícelanového předpětí v licí formě je možné uvažovat s předpětím s dodatečnou soudržností a/nebo bez soudržnosti. Integrované grafické prostředí definice parametrů a geometrie předpětí prokládá kontrolními body požadované přímkové a parabolické úseky kabelů. U předpětí s dodatečnou soudržností lze snadno generovat zadáním horního a dolního krytí a relativní polohy inflexních bodů optimální křivku kabelů, která může být dále upravována. Účinky předpínacích kabelů se odpovídajícím způsobem a ve smyslu aplikovaných norem automaticky zohledňují ve výpočtech vnitřních účinků, v kombinacích zatěžovacích stavů a v návrzích. Ing. Libor Švejda RIB stavební software, s. r. o. Zelený pruh 1560/99, 140 00 Praha 4 tel.: 241 442 078, fax: 241 442 085 mob.: 608 953 721 email: [email protected], www.rib.cz

36


5/2007

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

ZÁKAZNICKÝ

DEN U SPOLEČNOSTI

10. září se v Itálii uskutečnila z tuzemského pohledu mimořádná akce: centrálu výrobce betonářské techniky společnosti CIFA v Milánu navštívilo třicet zákazníků a uživatelů těchto strojů z České a Slovenské republiky. Výjimečný byl počet účastníků. Nikdy v minulosti se tolik zástupců z Čech a ze Slovenska v milánském závodu na výrobu čerpadel betonu podívat nebylo. Program setkání byl poměrně jednoduchý: přivítání, audiovizuální prezentace výrobků společnosti CIFA (autodomíchávače, čerpadla na beton, betonárny) a prohlídka výroby čerpadel betonu. Velkou pozornost účastníků vzbudila ukázka vývoje nového ramena pro čerpadlo betonu, při kterém je potřeba vyřešit řadu vzájemně souvisejících problémů: • ve spolupráci s Technickou univerzitou v Milánu připravit a ověřit matematický model ramene, • navrhnout způsob jeho skládání, • kvůli nápravovým tlakům podvozku co nejvíce redukovat hmotnost celé soustavy, • vyřešit stabilitu a bezpečnost práce stroje při co nejmenší ploše pro jeho zapatkování. Přirozenou součástí je zatěžovací zkouška, která probíhá až do úplné destrukce ramene. Nejzajímavější částí návštěvy byla prohlídka výrobní linky na čerpadla betonu. Prošli jsme celou výrobu, od první haly, kde se stříhají a řežou pláty švédské oceli, až po poslední halu,

1

CIFA

z níž vyjíždí čerstvě nastříkané čerpadlo. Diskuze mezi českými a slovenskými uživateli a techniky a konstruktéry CIFA, poskytla účastníkům mnoho nových pohledů na problematiku konstrukce a výroby čerpadel betonu a z toho plynoucí vlastnosti konečných výrobků. Naopak praxí získané připomínky ze strany uživatelů, byly italskými partnery vřele kvitovány a byla jim věnována náležitá pozornost. Setkání, které poskytlo neobvyklý pohled do „kuchyně“ výrobce stavebních strojů, se uskutečnilo diky spolupráci společností CIFA, Agrotec, Iveco ČR a Autoleasing ČS. Ing. Jaroslav Dudr Agrotec, a. s. Zastoupení CIFA pro ČR a SR e-mail: [email protected], www.cifa.cz

Obr. 1 „Zapatkované“ čerpadlo betonu CIFA K 48 XRZ s vyloženým ramenem Obr. 2 Stejné čerpadlo s ramenem v jiné poloze, délka ramene 48 m (5 sekcí), průměr čerpacího potrubí 125 mm Obr. 3 Účastníci exkurze Obr. 4 Prohlídka výrobny čerpadel na beton

2

3 BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4

5/2007

37

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

AND

RESEARCH

VLIV

TRHLIN NA TRANSPORTNÍ VLASTNOSTI VYSOKOHODNOTNÝCH BETONŮ THE EFFECT OF CRACKS ON TRANSPORT CHARACTERISTICS OF HIGH PERFORMANCE CONCRETE EVA VE J M E LKOVÁ, M I L E N A P AV L Í K O VÁ , P AV E L PADEVĚT, PETR KONVALI N K A, ROBERT ČERNÝ Mechanické, tepelné a vlhkostní parametry vysokohodnotného betonu náležejí ke kritickým parametrům pro navrhování a užívání komplexních spolehlivostních modelů předpovědi životnosti betonových konstrukcí. Většinou se předpokládá, že materiál je kompaktní bez zřejmých trhlin, což však v řadě případů neodpovídá skutečnosti. V tomto článku je prezentováno srovnání výsledků měření vlastností nezatíženého vysokohodnotného betonu a betonu o stejném složení, který byl vystaven tepelnému namáhání za účelem vzniku nerovnoměrně distribuovaných trhlin. Mechanical, thermal and hygric parameters of high performance concrete belong to the most critical parameters in designing and using complex reliability based models for service life prediction of concrete structures. However, mostly it is supposed that the material is compact without any significant cracks,

which is not always true. Therefore, in this paper a comparison of properties of reference high performance concrete with the same concrete which was exposed to thermal load to induce appearance of randomly distributed cracks is presented. V oblasti stavebních hmot dochází neustále k dynamickému vývoji nejen v použití nových technologií výroby, ale především ve složení jednotlivých materiálů. Při výrobě speciálních druhů betonů se dnes běžně využívá nových přísad a příměsí, jako jsou plastifikátory, zpomalovače atd., které dokáží významně ovlivnit chování jak v jednotlivých fázích přípravy daného materiálu, tak i v různém stadiu jeho životnosti. Při výrobě vysokopevnostních a obecně vysokohodnotných betonů se stále častěji využívají minerální příměsi, jako jsou např. pucolány, elektrárenské či teplárenské popílky. Mezi relativně nově aplikované materiály, které zlepšují jakost betonu, náleží ultra jemné křemičité materiály všeobecně označované jako „křemičité úlety“. K posuzování kvality materiálů slou-

ží řada metod, které objektivně hodnotí fyzikální parametry po stránce kvalitativní i kvantitativní. Jedná se zejména o parametry mechanické, tepelné a vlhkostní. Tyto parametry se řadí mezi tzv. kritické a patří k základní parametrům, které charakterizují transportní procesy v materiálech. Problematika transportních procesů zahrnuje širokou oblast fyzikálních jevů souvisejících s transportem látky a energie, respektive tepla. Jejím hlavním úkolem je studium transportních mechanizmů v materiálech různých typů a různého charakteru. Aktuálním vědeckým i praktickým problémem, a to nejen u silikátových materiálů, je studium transportu tepla a vlhkosti v podobě vodní páry a kapalné vody v materiálech a následně jejich matematické formulování. Efektivním způsobem modelování a řešení transportních jevů je počítačové modelování. Předpokladem jeho uplatnění je hledání matematických modelů fyzikálního problému, jejich řešení a fyzikální výklad získaných výsledků. Podmínkou řešení transportních jevů v materiálech je studium vlivu materiá-

Obr. 1 Zkušební stroj DSM 2500 Fig. 1 Testing device DSM 2500

Obr. 2 Měření sorpčních izoterm Fig. 2 Measurement of sorption isotherms

38


5/2007

VĚDA SCIENCE

Záměs BI BII BBI BBII PI PII

CEM I 52,5 R 480 470 480 470 2346 2348

SiO2 suspenze 72 0 72 0 352 0

0-4 664 668 664 668 0 0

Složení záměsi [kg] Kamenivo 4-8 8-16 207 995 209 1001 1202 0 1210 0 0 0 0 0

Tab. 1 Základní složení studovaných cementových záměsí Tab. 1 Basic composition of studied cement mixtures

lu na příslušný transportní jev a studium transportních materiálových charakteristik. Zjištěné veličiny pak slouží jako výchozí např. pro návrh a užití spolehlivostních modelů předpovědi životnosti materiálů. T E S T O V A N É M AT E R I Á LY Základním studovaným materiálem je vysokohodnotný beton C90/105 s přídavkem křemičitého úletu ve formě vodní suspenze (BI). Mechanické, tepelné a vlhkostní vlastnosti tohoto betonu jsou porovnávány s vlastnostmi betonu C60/75 bez přídavku křemičitých úletů (BII). Aby bylo možné rozlišit vliv jednotlivých komponent betonové směsi na jeho vlastnosti, jsou dále experimentálně stanovovány mechanické, tepelné a vlhkostní parametry cementové pasty (P) a cementové malty (BB) odvozené od základní varianty (jednak bez kameniva a dále s kamenivem o maximální zrnitosti 8 – 16 mm), a to opět s přídavkem křemičitých úletů (PI, BBI) a bez jejich přídavku (PII, BBII). Složení jednotlivých záměsí je uvedeno v tabulce 1. Po namíchání byly záměsi odlity do standardních forem o velikosti 100 x 100 x 400 mm a ponechány 28 d vytvrdnout ve vodní lázni. Pro každý specifický experiment byly z těchto trámců nařezány vzorky požadované velikosti. Vlastní měření bylo provedeno na betonech nezatížených a na betonech se strukturou poškozenou viditelnými trhlinami, kterých bylo dosaženo vystavením materiálu teplotnímu zatížení 600 °C. Vzorky byly nejprve postupně zahřívány s nárůstem teploty 10 °C/min. Po dosažení cílové teploty byly na této teplotě 2 h temperovány a poté byly nechány postupně vychladnout v peci. Účelem tohoto namáhání bylo získat poškozenou strukturu betonu s náhodně distri-

Woerment FM 794 7,74 5,17 7,74 5,17 38 26

Lentan VZ 33 2,58 2,35 2,58 2,35 12,67 12

Vodní součinitel 0,36 0,33 0,38 0,35 0,31 0,34

buovanými trhlinami, která může simulovat stav v materiálu po extrémním zatížení např. požárem. Studované betonové směsi byly vyrobeny podle stejných receptur, aby bylo možno provést kvalifikované posouzení vlivu trhlin na sledované parametry. M E T O DY

MĚŘENÍ

Mechanické vlastnosti Pevnost betonu byla měřena na zkušebních tělesech pomocí zatěžovazího stroje DSM 2500 [1], který je vhodný pro zkoušení kvazikřehkých materiálů (obr. 1). Plně automatický, elektronicky řízený hydraulický zkušební stroj umožňuje zkoušky těles v tahu i tlaku, přičemž maximální tlaková síla, kterou může být těleso zatěžováno, je 2 500 kN, a v tahu je možné zatížit maximální sílou 7 800 kN. Tahové i tlakové zatěžování je umožněno konstrukcí hydraulického zatěžovacího válce, do něhož je médium přiváděno nad i pod píst. Hydraulika stroje ve spolupráci s řídící elektronikou a servoventily dovoluje maximální odlehčení 700 kN/4 ms. Velmi rychlé odlehčení v kombinaci s velmi tuhým rámem je zárukou zachycení popevnostního chování materiálu. Tuhost zkušebního rámu je dána hodnotou 15 MN při deformaci 1 mm. Zkušební stroj může být řízen silou a poměrnou deformací. Poměrná deformace je měřena třemi příložnými extenzometry. Ty mohou být k řízení použity samostatně, nebo ve formě průměrné hodnoty. Součástí stroje je také externí teplotní komora s teplotním rozsahem 50 až 600 °C a triaxiální komora s volbou konstantního tlaku na plochy, které nejsou v ose zatěžování. Základní fyzikální vlastnosti Ze základních fyzikálních vlastností byly sledovány: • objemová hmotnost ρ, • otevřená pórovitost ψ0, • objemová hmotnost matrice ρmat.


5/2007

AND

A VÝZKUM RESEARCH

Vlastní experiment pro měření jednotlivých parametrů, jako je např. měření objemu vzorků, hustota, pórovitost či maximální nasákavost, je založen na sycení vzorků vodou za sníženého tlaku a následného vážení vzorků maximálně nasycených a vzorků maximálně nasycených ponořených pod vodní hladinou, kdy se určuje tzv. Archimédova hmotnost. Jednotlivé vzorky byly nejdříve umístěny do sušárny a sušeny tak dlouho, dokud nebylo dosaženo jejich suché hmotnosti md. Vzorky byly sušeny při teplotě 110 °C. Vysušené vzorky byly následně umístěny do exsikátoru s převařenou destilovanou vodou, kde byly vakuovány minimálně po dobu 24 h a byla určena maximální nasákavost mw. Archimédova hmotnost ma byla stanovena vážením plně nasyceného vzorku pod vodou. Vlhkostní parametry Měření součinitele difúze vodní páry D, součinitele difúzní propustnosti δ a faktoru difúzního odporu vodní páry μ byla prováděna klasickou miskovou metodou bez teplotního spádu. Toto měření je založeno na jednorozměrném šíření vodní páry vzorkem a spočívá v měření difúzního toku vodní páry prošlé vzorkem při znalosti parciálních tlaků vodní páry ve vzduchu pod a nad měrným povrchem vzorku [2]. Vzorek je vzduchotěsně a parotěsně izolován a utěsněn technickou plastelínou ve speciálně vyrobené hliníkové misce naplněné buď sušicím médiem (silikagel či bezvodý CaCl2) nebo roztokem s vysokým rovnovážným parciálním tlakem vodní páry (voda, K2SO4 atd.). Miska se vzorkem je periodicky vážena a zjištěné úbytky či přírůstky hmotnosti jsou vynášeny v závislosti na době vážení do grafu. Po dosažení přímkového charakteru křivky se měření pokládá za ukončené. Určení vlhkostního absorpčního koeficientu A a součinitele vlhkostní vodivosti κ bylo prováděno přibližnou metodou založenou na měření nasákavosti [3]. Měřicí zařízení sestává z kovové konstrukce, do níž je upevněn po obvodu vodotěsně a parotěsně izolovaný vzorek, zavěšený na automatické digitální váze. Digitální váha leží na kovovém stojanu, který překlenuje nádobu s vodou, a je propojena s počítačem, což umožňuje kontinuální zaznamenávání hmotnostního přírůstku vzorku ponořeného 1 až 2 mm pod 39

VĚDA

A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH

HPC BI BII BBI BBII PI PII

HPC BI BII BBI BBII PI PII HPC BI BII BBI BBII PI PII HPC BI

BII

BBI

BBII

PI

PII

bez trhlin

ρ [kg m-3] 2423 2388 2240 2210 1988 1991

ρmat [kg m-3] 2760 2647 2652 2578 2809 2779

s trhlinami

ψ [%] 12,23 9,75 15,56 14,27 29,21 28,33

bez trhlin 97/ 25 – 30 % 25 -30/ 97 % μ [-] D [m2s-1] μ [-] D [m2s-1] 1,36E-06 16,94 1,14E-06 20,11 1,48E-06 15,49 1,21E-06 18,94 1,50E-06 15,38 1,29E-06 17,87 1,51E-06 15,27 1,33E-06 17,29 1,59E-06 14,47 1,43E-06 16,13 1,66E-06 13,85 1,53E-06 15,06

ρmat [kg m-3] 2856 2713 2627 2669 3068 3088

u [kg kg-1] 0 0,03 0,051 0 0,03 0,0464 0 0,03 0,068 0 0,03 0,064 0 0,09 0,146 0 0,09 0,143

bez trhlin λ [W m-1K-1] 1,63 1,821 2,145 2,36 2,8 3,155 2,268 2,733 4,168 2,304 2,557 3,387 0,637 0,886 0,925 0,734 0,897 0,936

ψ [%] 16,27 13,35 18,25 17,40 36,68 34,57

s trhlinami 97/ 25 – 30 % 25 – 30/ 97 % D [m2s-1] μ [-] D [m2s-1] μ [-] 1,79E-06 12,82 1,50E-06 15,35 2,21E-06 10,40 1,74E-06 13,24 2,04E-06 11,25 1,86E-06 12,37 2,16E-06 10,63 1,93E-06 11,91 2,61-06 8,81 2,16E-06 10,67 3,27-06 7,04 2,46E-06 9,24

bez trhlin A [kg m-2s-1/2] 0,0078 0,0180 0,0259 0,0294 0,0386 0,0454

s trhlinami

κ [m2 s-1] 4,09E-09 2,93E-08 2,74E-08 4,22E-08 1,78E-08 2,53E-08

A [kg m-2s-1/2] 0,048 0,042 0,081 0,062 0,277 0,159

c [J kg-1K-1] 801 779 840 829 807 902 810 814 884 786 785 860 816 871 929 823 872 929

vodní hladinu v závislosti na čase. K udržení konstantní výšky vodní hladiny v nádobě během nasákání slouží tzv. „Mariottova láhev“, což je vodou naplněná láhev se zapuštěnými kapilárami. Jedna kapilára s vnitřním průměrem 2 mm je umístěna pod vodní hladinu v nádobě, druhá s vnitřním průměrem 5 mm se 40

ρ [kg m-3] 2391 2350 2147 2205 1942 2019

u [kg kg-1] 0 0,048 0,068 0 0,052 0,062 0 0,04 0,072 0 0,042 0,079 0 0,142 0,194 0 0,128 0,193

s trhlinami λ [W m-1K-1] 1,133 1,675 1,9425 1,433 1,935 2,333 1,593 2,415 2,905 1,35 1,5 3,018 0,51 0,917 1,019 0,502 0,847 0,981

κ [m2 s-1] 9,17E-08 1,14E-07 2,47E-07 1,97E-07 5,46E-07 2,00E-07

c [J kg-1K-1] 787 836 891 769 823 899 753 829 893 820 832 906 780 854 885 707 726 892

hladiny dotýká. Při poklesu vodní hladiny v nádobě vnikne do kapiláry vzduchová bublina, která způsobí vytlačení takového množství vody z druhé kapiláry, které je dostatečné pro vzestup hladiny na původní úroveň. Tímto jednoduchým mechanizmem jsou zajištěny podmínky pro zachování konstantních podmínek

Tab. 2 Základní materiálové parametry Tab. 2 Basic material parameters Tab. 3 Transportní parametry vodní páry Tab. 3 Water vapour transport parameters Tab. 4 Transportní parametry vody Tab. 4 Water transport parameters Tab. 5 Tepelné parametry Tab. 5 Thermal parameters

měření. Z naměřených dat je sestrojena závislost kumulativního obsahu vlhkosti na odmocnině času, ze které se pomocí lineární regrese přímo určí vlhkostní absorpční koeficient. Měření sorpčních izoterm bylo provedeno v laboratorních podmínkách při průměrné teplotě 23 °C. Byla použita tzv. exsikátorová metoda (obr. 2). Vzorky byly umístěny v exsikátorech s různými solnými roztoky, nad kterými byla simulována známá konstantní vlhkost vzduchu odpovídající příslušnému roztoku a dané teplotě. Počátečním stavem vzorků pro určení sorpční izotermy byl vysušený materiál. Pro měření desorpční izotermy byl počáteční stav nasyceného vzorku v prostředí o relativní vlhkosti 97,5 %. Vzorky byly váženy paralelně ve všech exsikátorech. Hmotnost vzorků byla sledována až do ustálení a následně byla vypočtena hodnota vlhkosti ve vzorcích. Metody pro určení základních tepelných parametrů K měření součinitele tepelné vodivosti, součinitele teplotní vodivosti a objemové měrné tepelné kapacity byl použit přístroj ISOMET 2104 (Applied Precision) [4]. ISOMET je mikroprocesorem řízený přenosný přístroj pro přímé měření termofyzikálních vlastností pevných a kapalných materiálů. ISOMET je vybaven vyměnitelnými sondami, jehlovou pro sypké materiály a plošnou pro pevné materiály. Každá sonda obsahuje zabudovanou paměť, ve které jsou uložené její kalibrační konstanty. Měření je založené na analýze průběhu časové závislosti teplotní odezvy na impulsy tepelného toku do analyzovaného materiálu. Tepelný tok se vytváří rozptýleným elektrickým výkonem v rezistoru sondy, která je tepelně vodivě spojená s analyzovaným materiálem. Teplota je vzorkována a jako funkce času přímo vyhodnocena pomocí polynomi-


5/2007

VĚDA SCIENCE

ální regrese. Koeficienty získané touto regresí jsou použity ke stanovení měřených veličin. VÝSLEDKY

A DISKUSE

Měření všech sledovaných parametrů probíhala za konstantních podmínek v klimatizované laboratoři při 23±1 °C a relativní vlhkosti 25 až 30 %. Jako počáteční hmotnost byla brána hmotnost vysušeného materiálu. Prezentované výsledky jsou průměrnou hodnotou tří až pěti měření. Mechanické vlastnosti Obr. 3 ukazuje pevnosti v tlaku studovaných materiálů zatížených vysokými teplotami. Je zřejmé, že pro základní směs s křemičitými úlety nejvyšší pevnosti dosáhla cementová pasta PI, nejnižší cementová malta BBII. Pevnosti v tlaku všech materiálů kromě BBII byly v základním stavu vyšší než 60 MPa. Beton je tedy skutečně možno klasifikovat jako vysokopevnostní. Po teplotním zatížení došlo u všech testovaných materiálů k poklesu pevnosti v tlaku, a to až o 80 %. To je způsobeno vznikem makroskopických trhlin. Vliv křemičitých úletů se ovšem po zatížení vysokými teplotami na pevnostech výrazně neprojevil. Materiály s křemičitými úlety i bez nich dosahovaly velice blízkých hodnot pevností. Určitým neočekávaným prvkem v naměřených hodnotách pevností jsou vyšší hodnoty dosažené pro cementovou pastu než pro základní betonovou směs až do teplotního zatížení na 325 °C. Pravděpodobný důvod tohoto zjištění je, že cementové pasty jsou více homogenní než betonové směsi, u kterých lze předpokládat porušení v zóně mezi kamenivem a cementovým tmelem při měření pevnosti v tlaku. Porušení cementového tmelu tepelným zatížením vede ke vzniku trhlin, a tím i k výraznému snížení pevnosti v tlaku daného materiálu, což zřejmě nastává právě kolem teploty 325 °C. Základní fyzikální vlastnosti Tabulka 2 ukazuje základní parametry měřených materiálů. Vlivem teplotního zatížení a vznikem trhlin došlo u všech měřených vzorků ke zřetelnému poklesu hodnot objemové hmotnosti ve srovnání s hodnotami pro vzorky teplotně nezatížené a zároveň došlo k nárůstu pórovitosti o 17 až 36 % pro jednotlivé materiály v porovnání s nezatíženými vzorky.

A VÝZKUM RESEARCH

" # 1

^Sd\]abdbZOYcI;>OK

E X P E R I M E N TÁ L N Í

AND

!# 1 ! # 1

" # 1 # % 1

& $ " 07

077

007

Vlhkostní parametry Hodnoty součinitele difúze vodní páry stejně jako hodnoty faktoru difúzního odporu se pro všechny materiály lišily poměrně málo (tab. 3), což bylo pravděpodobně způsobeno významným porušením všech materiálů trhlinami. Vyšších hodnot faktoru difúzního odporu dosáhly ve všech případech materiály s obsahem křemičitých úletů, což dokazuje jejich příznivý vliv i po zatížení vysokými teplotami. Porovnání výsledků získaných pro materiály s trhlinami a pro neporušené materiály ukázalo, že u materiálů s trhlinami došlo k výraznému nárůstu hodnot součinitele difúze vodní páry a odpovídajícímu poklesu faktoru difúzního odporu pro všechny sledované typy vysokohodnotného betonu. Maximální nárůst byl až dvojnásobný ve srovnání s hodnotou u vzorku bez trhlin, a to v případě cementových past P. Součinitel vlhkostní vodivosti materiálů s trhlinami (tab. 4) se v porovnání se základními materiály bez trhlin zvýšil zhruba o jeden řád, což je ještě vyšší nárůst než u součinitele difúze vodní páry. Relativně nejnižší hodnoty součinitele vlhkostní vodivosti dosáhl vysokohodnotný beton BI, ale u ostatních materiálů se vliv křemičitých úletů příznivě neprojevil. Pravděpodobným důvodem pro velmi vysoký nárůst součinitele vlhkostní vodivosti je vznik preferenčních cest pro proudění vody v důsledku vzniku trhlin. Srovnáním sorpčních a desorpčních izoterem nezatíženého vysokohodnotného betonu a zatíženého tepelným namáháním (obr. 4a až f) lze u teplotně zatžených záměsí pozorovat nárůst sorpce vlhkosti jak v adsorpční, tak i desorpční oblasti. Toto zjištění by se dalo vysvět-


5/2007

0 077

>7

>77

Obr. 3 Pevnosti v tlaku Fig. 3 Compressive strengths

lit pomocí produktů vzniklých po zatížení vysokými teplotami, kdy se vypálením portlanditu Ca(OH)2 uvolňuje voda a v materiálu zůstává volné vápno v práškové formě CaO. Toto volné vápno v přítomnosti vody (vlhkosti) následně reaguje za opětovného vzniku portlanditu. Získanou sorpční izotermu potom lze chápat jako zobecněný akumulační parametr, který kromě vlhkosti adsorbované běžným způsobem na povrchu pórů zahrnuje i vlhkost, která vznikla reakcí s volným vápnem za opětovného vzniku portlanditu. Tepelné parametry Porovnání výsledků dosažených u neporušených materiálů a materiálů porušených trhlinami v tabulce 5 vykazuje, že se vliv trhlin projevil u všech materiálů výrazným snížením součinitele tepelné vodivosti u všech vysušených vzorků: v případě cementových past o více než 20 % (P a P-T), pro cementové malty kolem 40 % (BB a BB-T) a pro základní betonové záměsi kolem 30 % (B a B-T). Výsledek je v kvalitativní shodě se zvýšením pórovitosti studovaných materiálů v důsledku zatížení vysokými teplotami (zab. 2). U materiálů s obsahem vlhkosti došlo u tepelně namáhaných vzorků ve všech případech ke snížení hodnot součinitele tepelné vodivosti, což bylo patrně způsobeno změnou distribuce a topologie pórů vlivem tepelného zatížení a obsahem vody v tomto pórovém systému. Na druhé straně změny měrné tepelné kapacity v důsledku vzniku trhlin nebyly prokázány, což souvisí zejména 41

VĚDA


#

>7Ba]`^QS

>7Ba]`^QS

>7BRSa]`^QS

>7BRSa]`^QS >7a]`^QS

>7a]`^QS

>7RSa]`^QS

>7RSa]`^QS

=PaOVdZVY]abWIYUYUK

=PaOVdZVY]abWIYUYUK

#

#

#

!

"

#

$

%

&

'

!

"

@SZObWd\dZVY]abIµK

$

%

&

'

%

&

'

%

&

'

$

>7Ba]`^QS

>7Ba]`^QS

>7BRSa]`^QS

>7BRSa]`^QS

>7a]`^QS

>7a]`^QS

>7RSa]`^QS

>7RSa]`^QS

=PaOVdZVY]abWIYUYUK

&

=PaOVdZVY]abWIYUYUK

#

@SZObWd\dZVY]abIµK

$

"

"

!

"

#

$

%

&

'

!

"

@SZObWd\dZVY]abIµK

$

$

&

>7Ba]`^QS

>7Ba]`^QS

>7BRSa]`^QS

>7BRSa]`^QS

>7a]`^QS

>7a]`^QS

>7RSa]`^QS

>7RSa]`^QS

=PaOVdZVY]abWIYUYUK

=PaOVdZVY]abWIYUYUK

#

@SZObWd\dZVY]abIµK

$

"

"

!

"

#

$

%

&

'

@SZObWd\dZVY]abIµK

Obr. 4a) až f) Sorpční izotermy Fig. 4a) to f) Sorption isotherms

s relativně vysokou chybou měření, která činí ±10 %. Z ÁV Ě R Výsledky měření prezentované v článku prokázaly významný vliv přítomnosti trhlin ve struktuře, a to především na pevnost v tlaku a na transportní parametry tepla a vlhkosti studovaných vysokohodnotných betonů. Nejpodstatnějším výsledkem je zjištění, že v důsledku vzniku trhlin došlo u všech sledovaných materiálů k výraznému snížení pevnos42

!

"

#

$

@SZObWd\dZVY]abIµK

ti (až o 80 %) a významnému zhoršení odolnosti vůči průniku jak plynné, tak i kapalné vlhkosti (až o jeden řád), a to bez ohledu na přítomnost křemičitých úletů. Tento článek vznikl na základě podpory výzkumného záměru MŠMT MSM: 6840770031.

Ing. Eva Vejmelková, Ph.D. Ing. Milena Pavlíková, Ph.D. Ing. Pavel Padevět, Ph.D. Doc. Ing. Petr Konvalinka, CSc. Prof. Ing. Robert Černý, DrSc. Fakulta stavební ČVUT v Praze

Literatura: [1] SAF 301, uživatelský manuál ke zkušebnímu stroji DSM 2500. Inova Praha, 1996 [2] ČSN 72 7031 – Měření součinitele difúze vodní páry stavebních materiálů metodou bez teplotního spádu. ČSNI, 2001 [3] Kumaran M. K.: Moisture Diffusivity of Building Materials from Water Absorption Measurements. IEA Annex 24 Report T3-CA -94/01, Ottawa, 1994 [4] Applied Precision – ISOMET – uživatelská příručka, Bratislava, 1999

Text článku byl posouzen odborným lektorem.


5/2007

VĚDA SCIENCE

BETONOVÉ

KONSTRUKCE

–

AND

A VÝZKUM RESEARCH

STIMULÁTORY VÝVOJE

D U B R O V N Í K 2 0 07 Letošní sympozium fib se konalo koncem května v chorvatském Dubrovníku, přesněji v klidném přímořském městečku Cavtat jižně od Dubrovníku. Základním tématem sympozia byly betonové konstrukce jako stimulátory vývoje a rozvoje. Jednání probíhala v několika odborných sekcích • mosty – konstrukce spojující ostrovy s pevninou • betonové konstrukce ve výrobě energií • nové materiály pro betonové konstrukce • moderní pokročilé možnosti analýzy betonových konstrukcí • trvanlivost, sledování a údržba betonových konstrukcí Všechny odborné příspěvky jsou vydány v tištěné podobě v dobře připraveném sborníku. Autorský a osmistránkový tématický index na konci publikace sestavený z klíčových slov jednotlivých příspěvků šikovně usnadňují vyhledávání v množství publikovaných informací. (Sborník je k nahlédnutí v redakci.) Během přestávek mezi jednáními bylo dostatek času na odborné diskuze a večer pak na setkání se starými i novými přáteli. FI B SYM P OZI U M

1

Technická exkurze po konferenci mířila na nové mosty na chorvatském pobřeží. Jana Margoldová

Obr. 1 Diskuze účastníků o přestávce konference Obr. 2 Společenský večer na dubrovnických hradbách Obr. 3 Nový most na příjezdu do Dubrovníku od Splitu

2 3


5/2007

43

VĚDA


ČASOVÝ

VÝVOJ NAMÁHÁNÍ V PŮDORYSNĚ ZAKŘIVENÝCH MOSTECH MĚNÍCÍCH V PRŮBĚHU VÝSTAVBY STATICKÝ SYSTÉM TIME DEVELOPMENT OF INTERNAL FORCE DISTRIBUTION OF H O R I ZO N TA L LY C U RV E D P R E ST R E S S E D C O N C R E T E B R I D G E S WITH CHANGES OF STRUCTURAL SYSTEM DURING ERECTION VLADIMÍR KŘÍSTEK, LUKÁŠ VRABLÍK Statické řešení půdorysně zakřivených mostů z předpjatého betonu se změnami statického systému; odvození analytických vzorců pro snadné použití v návrhové praxi. Structural analysis of horizontally curved prestressed concrete bridges with changes of structural system; development of analytical formulas as a tool for application in design practice. Moderními technologiemi, kdy konstrukce během výstavby mění statický systém a kdy je obvykle navíc reologicky nehomogenní (typickým představitelem je výstavba letmo, obr. 1), jsou stavěny nejen mosty přímé, ale v řadě případů i mosty půdorysně zakřivené (obr. 2). Zatímco pro statické řešení vývoje namáhání a průhybů přímých mostů má projektant k dispozici několik ověřených a rutinně používaných programových nástrojů (z novějších např. TDA, DOMO, ze starších např. TM18), a je dokonce možné respektovat i 3D působení [7], je s podivem, že pro obdobné výpočty mostů v půdorysném zakřivení chybí nejen takovéto programy, ale i základní teoretické rozvahy a analýzy, a zejména zhodnocení závažnosti změn Obr. 1 Letmá betonáž trámových předpjatých mostů – Pont sur La Mentue Fig. 1 Cantilever construction of frame prestressed bridges – Pont sur La Mentue

44

statického systému v průběhu výstavby. Jde o jeden stupeň vyšší úroveň redistribuce vnitřních sil v konstrukci, neboť probíhá nejen v rámci ohybových účinků jako u přímých mostů, ale do interakce vstupují i účinky kroutící. Míru těchto jevů využitím výpočtů přímých konstrukcí spolehlivě ohodnotit samozřejmě nelze. Projektanti v takovýchto případech mostů v půdorysném zakřivení ve většině případů tápou a problém řeší zvýšeným vyztužením, většinou značně konzervativním. Takové odhady však mají často charakter nespolehlivé extrapolace (protože u přímých mostů od trvale působících zatížení kroutící momenty nevznikají). Záměrem tohoto pojednání je diskuse problematiky statického působení zakřivených mostů se změnami statického systému a zejména odvození analytických vzorců pro snadné použití v návrhové praxi. V zájmu získání výsledků nezávisejících na proměnnosti průřezu (což by znamenalo zavést do popisu konstrukce další sady parametrů) a pro co nejsnazší upotřebitelnost odvozených výsledků, jsou v této studii sledovány půdorysně zakřivené mosty konstantního průřezu. To je oprávněno i tím, že půdorysně zakřivené mosty mají obvykle mnohem kratší rozpětí než mosty přímé a běžně bývají právě konstantního průřezu. Pro řešení vlivu změny statického systému na vývoj vnitřních sil a deformací lze použít – jako jednu z možných – metodu relaxační [1]. Metoda je velmi jednoduchá, je libovolně přesná (konverguje k přesnému řešení) a je použitelná vždy, je-li

k dispozici metoda řešení dané konstrukce jako lineárně pružné. Předností je i to, že umožňuje názorné vysvětlení vývoje sil v konstrukci měnící statický systém. Pro zhodnocení významu přeskupení vnitřních sil v půdorysně zakřivených nosnících po změně statického systému je nejprve sledováno typické – nejjednodušší – uspořádání: most konstantního průřezu o velkém počtu polí je stavěn letmým postupem jako konzoly od jednotlivých pilířů a ve stáří betonu tr dojde ke změně statického systému na spojitý nosník, popř. rám. Ve snaze získat analytické řešení vyjádřené formou vzorce je v této kvalitativní úvaze předpokládáno stejné stáří betonu obou spojovaných částí konstrukce. Most nese rovnoměrné zatížení o intenzitě q (např. vlastní tíhu). Řešení je provedeno na vybraném (středním) mostním poli, vetknutém v koncových průřezech, což odpovídá plně zatíženému mostu o větším počtu polí. Pro namáhání kroucením tyto podmínky uložení konců odpovídají realitě ještě lépe, neboť podporové kroutící momenty jsou podstatnou měrou zachycovány přímo reakcemi v jednotlivých podporách, takže se do sousedních polí přenášejí minimálně. Geometrie úlohy je zřejmá z obr. 3: poloměr zakřivení střednice mostního nosníku je R, poloha sledovaného průřezu je určeObr. 2 Realizovaný letmo betonovaný most v půdorysném oblouku Fig. 2 Real horizontally curved concrete bridge erected applying the cantilever construction method


5/2007

VĚDA SCIENCE

3

4a 4b

na úhlem α (s počátkem ve středu rozpětí) a délku rozpětí vymezují úhly ω. Použití relaxační metody umožní vyjádřit časový vývoj v takovémto půdorysně zakřiveném nosníku měnícím v průběhu výstavby statický systém vzorci pro: • ohybový moment v průřezu α ve stáří betonu t Mo(α,t) = {[1 − r(t)] [(μ + 1)cosα] + + r(t) cosα – 1} q R2 (1) • kroutící moment v průřezu α ve stáří betonu t Mk(α,t) = {[1 − r(t)] [(μ + 1)sinα] + + r(t) sinα – α} q R2 (2), (úhly nutno zadat v obloukové míře) Součinitel relaxace r(t) je stanoven podle: ` ( b ) = −

A VÝZKUM RESEARCH

AND

ϕ ( b b ) − ϕ ( b ` b ) + χ ( b b ) ϕ ⎡⎣ b b ` ⎤⎦

(3)

kde t0 je stáří betonu při zatížení, tr je stáří betonu při změně statického systému a t je čas, v němž výsledky hledáme. Parametr μ, charakterizující staticky neurčitý ohybový moment v místě spojení konzol (bod C, obr. 3), se stanoví podle vzorce (4). Ve vzorci K = EJ/GJk

Limitním přechodem pro neomezeně rostoucí poloměr křivosti nosníku R a zmenšující se úhel ω, při platnosti relací 2Rω = L, Rα = x

(6)

Obr. 3 Geometrické schéma řešené úlohy Fig. 3 Alignment of the problem solved Obr. 4 Schémata postupu výstavby mostu, a) konzolový stav, b) konečný stav, c) příčný řez Fig. 4 Scheme of construction sequence: a) cantilever stage, b) final stage, c) cross section

bychom dostali případ přímého vetknutého nosníku o rozpětí L nesoucího zatížení q. Vzniká zde pouze moment ohybový, jehož průběh a časový vývoj (jako funkce polohy průřezu x, s počátkem ve zakřivení 200 m a s odpovídajícím střestředu rozpětí, a stáří při zmonolitnění tr dovým úhlem ψ = 2ω = 23°. udává vztah (7), a je tedy možno porovJe předpokládán most o větším počtu náním výsledků vztahů (1) a (7) zhodno- polí, stavěný letmo od pilířů, nejprve jako tit závažnost přeskupení namáhání vyvo- konzoly (obr. 4a), jejichž konce jsou v čalaných ohybem na nosníku přímém a zase tr spojeny, a tak je vytvořen konečný křiveném. statický systém (obr. 4b). Konstrukce je Pro parametrickou studii byl vybrán zatížena rovnoměrným zatížením q jedpůdorysně zakřivený most komorového notkové intenzity působícím svisle v ose průřezu (průřez je jednokomorový s roz- symetrie průřezů. měry podle obr. 4c) s délkou typického V rámci parametrické studie je sledován pole 80 m, s poloměrem půdorysného vliv několika faktorů. ⎛ ⎞ " (+ 9 ) ⎜ aW\ω − ω ⎟ − (− 9 ) aW\ ω − "9ω Q]aω ⎝ ⎠ (4) μ= (+ 9 ) ω + (− 9 ) aW\ ω ; ] ^ = ( f b ) =

(5)

vyjadřuje poměr tuhostí průřezu v ohybu a v kroucení.

4c

β=

;= (α b ) ;= ^ ( f b )

⎡ ⎣− ` ( b ) ⎤⎦ : − f "

{

=

(7)

}_

{

}

" ⎡⎣− ` ( b ) ⎤⎦ ⎡⎣( μ + ) Q]a α ⎤⎦ + ` ( b ) Q]a α − @ ⎡⎣− ` ( b ) ⎤⎦ : − f


{

5/2007

}

(8)

45

VĚDA


Obr. 5 Průběh ohybového a kroutícího momentu v konzolovém stavu Fig. 5 Bending and torsional moment diagrams in the cantilever stage Obr. 6 Průběh ohybového a kroutícího momentu na oboustranně vetknutém nosníku Fig .6 Bending and torsional moment diagrams in the clamped beam

VLIV

S TÁ Ř Í B E T O N U V Č A S E Z M Ě N Y

S T AT I C K É H O S Y S T É M U

Prvním sledovaným faktorem bude vliv stáří betonu v čase změny statického systému (času, kdy dojde ke zmonolitnění), tj. stáří betonu tr. Nejprve vymezme z reologického hlediska dva extrémní případy: • materiál nevykazuje dotvarování – v tomto případě průběh ohybových i kroutících momentů zůstává i po zmonolitnění trvale stejný jako v konzolovém stavu (obr. 5),

5b

6a

6b

• konstrukce byla vybudována na skruži v definitivním statickém systému – v tomto případě průběh ohybových i kroutících momentů trvale odpovídá stavu na oboustranně vetknutém půdorysně zakřiveném nosníku (obr. 6). Za pozornost stojí, že celkové vzepětí obrazců ohybových momentů nemá pro obě uspořádání zcela stejnou hodnotu. Pro případ výstavby v definitivním statickém systému na skruži má tento součet hodnotu 317 MNm, pro případ konstrukce z reologicky neaktivního materiálu, kdy po spojení konzol k přesunům namáhání nedochází, je uvedený součet 314,9 MNm. Dále připomínáme, že hodnota podporového krouticího momentu v obr. 6b je malá (nikoliv však nulová). To, že jde o malé číslo, plyne z konkrétní geometrie řešeného uspořádání. Nyní sledujme vliv stáří betonu v čase změny statického systému (např. času, kdy dojde ke zmonolitnění), tj. stáří beto7a

46

5a

nu tr. Na základě odvozených vztahů (1), (2) a (3) dostaneme výsledky (rozložení ohybových a krouticích momentů v čase 10 000 d) ukázané pro široký rozsah stáří betonu v okamžiku spojení konzol tr =100, 500 a 1000 d na obr. 7. U půdorysně zakřiveného mostu dochází k redistribuci vnitřních sil nejen v rámci jedné veličiny (jako je tomu u ohybových momentů v případě přímých mostů, kde jde pouze o přemístění základních čar momentových obrázků a kde kroucení nevzniká), ale i mezi nimi. Je zřejmé, že časový vývoj vnitřních sil je složitý a velmi významný (změny v případě krouticích momentů dosahují stovek procent Obr. 7 Rozložení ohybových a kroutících momentů v závislosti na čase spojení tr Fig. 7 Bending and torsional moment diagrams corresponding to time tr when bridge was made continuous

7b


5/2007

VĚDA SCIENCE

8a 8c

– obr. 7) a není možno jej extrapolovat z výsledků výpočtů konstrukcí přímých. Odvozené vztahy by dokonce mohly umožnit aktivní řízení velikosti namáhání (zejména krouticích účinků) volbou optimálního času zmonolitnění tr. MÍRA

AND

A VÝZKUM RESEARCH

8b Obr. 8 Vliv zakřivení mostu na rozložení ohybových momentů Fig. 8 Effect of bridge curvature upon distribution of bending moments

Z těchto výsledků vyplývá: • podporové ohybové momenty při rostoucím středovém úhlu ψ (tj. u více zakřiveného mostu) vzrůstají a ohybové momenty uprostřed rozpětí klesají, • pro sledované uspořádání je změna v hodnotě podporového ohybového

momentu zakřiveného mostu oproti přímému nepatrná, při středovém úhlu cca ψ = 65°, což při dané délce pole mostu 80 m odpovídá poloměru křivosti R = 70 m, je podporový ohybový moment o cca 1 % podceněn. Podobně, 5% přecenění v hodnotě ohybového momentu uprostřed rozpětí odpovídá středový úhel cca ψ = 60° a poloměr křivosti R = 75 m. Z toho vyplývá, že mezipodporové ohybové momenty jsou na zakřivení mostu citlivější než podporové, • součet podporového ohybového momentu Mp a ohybového momentu v průřezu uprostřed rozpětí Ms („vzepětí“ momentového obrazce Mp + Ms), vykreslený na obr. 8c jako funkce středového úhlu ψ, vykazuje patrnou reduk-

Z A K Ř I V E N Í M O S T U V E V Z TA H U

K VELIKOSTI A ČASOVÉMU VÝVOJI OHYBOVÝCH MOMENTŮ

Z hlediska praktického projektování má zásadní význam otázka, jak se projeví míra zakřivení mostu na velikosti a časovém vývoji ohybových momentů, konkrétně do jakého zakřivení (charakterizovaného např. středovým úhlem ψ = 2ω) je přípustné použít ohybové momenty Mo,p zjištěné na přímé konstrukci i pro zakřivený most. Toto lze charakterizovat poměrem β ve vztahu (8), který je na základě další parametrické studie pro geometrické uspořádání podle obr. 4 pro stáří betonu při zmonolitnění tr =100 d, znázorněn na obr. 8a pro hodnoty podporových ohybových momentů (βs) a na obr. 8b pro hodnoty ohybových momentů v průřezu uprostřed rozpětí (βs), v obou případech v čase 10 000 d. Je třeba opět připomenout, že u zakřiveného mostu součet podporového momentu Mp a momentu v průřezu uprostřed rozpětí Ms („vzepětí“ momentového obrazce Mp + Ms) nezůstává přesně konstantní (jak je tomu u přímých nosníků), ale mění se s křivostí mostu, resp. se středovým úhlem (obr. 8c).

Obr. 9 Analyzované mostní průřezy Fig. 9 Cross section shapes analysed


J = 36,825 m4; Jk = 67,537 m4; K = 1,287

J = 43,663 m4; Jk = 107,875 m4; K = 0,955

J = 117,087 m4; Jk = 170,878 m4; K = 1,617

5/2007

47

VĚDA


10a

Obr. 10 Vliv tuhostí průřezu na redistribuci ohybových a kroutících momentů Fig. 10 Effect of cross sectional stiffness upon redistribution of bending and torsional moments

ci až od hodnoty ψ = 30°, významnější však až od hodnoty středového úhlu ψ = 45°, • na velikost kroutících momentů v zakřiveném nosníku na základě výsledků řešení přímého mostu samozřejmě usuzovat nelze. POMĚR

TUHOSTÍ V OHYBU

A V KROUCENÍ

Dalším parametrem, který rozhoduje o redistribuci namáhání, je poměr tuhostí v ohybu a v kroucení K = EJ/GJk (vztah (5)), závisející zejména na tvaru příčného řezu mostu – průřez může být vysoký, nebo naopak široký, jedno- i vícekomorový, příp. i otevřený (což při vysokých krouticích účincích však není staticky nejvhodnější řešení). Proto jsou dále (obr. 10) – jako další část předkládané parametrické studie – uvedeny výsledky výpočtu příkladu podle obr. 4, avšak s průřezy vykreslenými v obr. 9, jimž přísluší tuhostní poměr K v rozmezí cca od 75 do 125 % své základní hodnoty. Výsledky jsou pro čas 10 000 d při stáří při zmonolitnění tr = 1 000 d. Z této studie (obr. 10) plyne, že – pro velmi široký rozsah používaných komorových průřezů – není vliv uspořádání průřezu z hlediska redistribuce vnitřních sil vyvolané změnou statického systému (a to ani v případě krouticích momentů) významný. Toto velmi zajímavé zjištění umožňuje mj. plné využití zde odvozených a prezentovaných výsledků, bez ohledu na uspořádání průřezu, tj. na hodnotu poměru K (vztah 5). Z ÁV Ě R U půdorysně zakřivených mostů se prokazuje závažnost vlivu změny statického sys48

10b

tému zejména v zásadně se měnícím průběhu krouticích momentů, kdy vyvolané změny mohou dosahovat stovek procent. Naproti tomu na změny ohybových momentů má půdorysné zakřivení (pokud je v rozsahu obvyklém pro mosty) vliv mnohem menší. Z toho plyne pro projektovou praxi možnost (s tolerovatelnou chybou) stanovit časový vývoj ohybových momentů, s respektováním jak skutečného tvarového uspořádání konstrukce (proměnný průřez), tak i skutečného stáří betonu v jednotlivých částech konstrukce, použitím výsledků výpočtu konstrukce přímé, a ty potom případně modifikovat výsledky předkládané studie (úprava hodnot podporových a mezipodporových ohybových momentů, popř. změny ve vzepětí momentových obrazců podle vzorce (8), jak je pro jeden případ ukázáno na obr. 8). Naopak časový vývoj kroutících momentů, jehož časové změny jsou zásadní, je nutné sledovat speciálním výpočtem. Avšak vzhledem k tomu, že krouticí účinky se při obvyklém způsobu podepření do sousedních polí přes podpory v zásadě nepřenášejí, stačí se přibližně omezit na jednotlivá mostní pole tvořená v časech tr spojenými konzolami. Pro tyto analýzy lze buď přímo použít zde prezentované vztahy, nebo je možno provést výpočet konkrétního řešeného uspořádání, s respektováním jak skutečného tvarového uspořádání konstrukce (půdorysné zakřivení, proměnný průřez), tak i skutečného stáří betonu v jednotlivých částech konstrukce, použitím relaxační metody (kdy stačí mít k dispozici pouze jakýkoliv rutinní program pro elastický výpočet) nebo postupu založeného na Age-Adjusted Effective Modulus Method. Na druhé straně se prokázalo, že pro široký rozsah používaných průřezů (od širokých, vícekomorových až po vysoké, obr. 10) není sledovaná redistribuce vnitřních sil poměrem ohybových a torz-

Literatura: [1] Křístek V.: Jiný způsob výpočtu vlivů dotvarování betonu na staticky neurčitých konstrukcích, Inženýrské stavby č.8., 1963 [2] Bažant Z. P.: Prediction of Concrete Creep Effects Using Age-Adjusted Effective Modulus Method, American Concrete Inst., J. , Vol. 19, 1972, pp. 212–217 [3] Vítek J. L.: Výpočetní program DOMO [4] Navrátil J.: Výpočetní program TDA (NEXIS) [5] Záruba L.: Výpočet oblouků a mostních kleneb za působení tlaku větru, Sborník Vysoké školy Technické v Brně, 1948 [6] Křístek V., Bažant Z. P.: Shear Lag Effect and Uncertainty in Concrete Box Girder Creep, Journal of Structural Engineering, ASCE, Vol. 113, No.3, March 1987 pp. 557–574 [7] Vráblík L., Křístek V.: Zpřesněná metoda statického řešení prostorově působících mostních konstrukcí se změnami statického systému, Sb. konf. „Betonářské dny 2006“, Hradec Králové, listopad 2006

ních tuhostí významněji ovlivněna. Tento velmi závažný a pro projektanta vítaný závěr umožňuje přímé použití výsledků předkládané studie pro praktické navrhování. Uvedené výsledky byly získány v rámci řešení projektu GAČR č. 103/06/0674, projektu MŠMT 1M6840770001 v rámci činnosti výzkumného centra CIDEAS a projektu 1F45E/020/120 Ministerstva dopravy České republiky. Prof. Ing. Vladimír Křístek, DrSc. Ing. Lukáš Vrablík, PhD. oba: Katedra betonových a zděných konstrukcí Fakulta stavební ČVUT v Praze Text článku byl posouzen odborným lektorem.


5/2007

S T A V E B VN ĚÍ DKAO NA S VT ÝRZUKKUCME SCIENCE AND RESEARCH

MODRÝ

BETON

Možnost používat ve svých návrzích barevný beton je přáním mnoha architektů. Dosud však technologie výroby barevného betonu byla drahá, a tím omezovala jeho širší použití. Finští technologové vyvinuli cenově dostupný způsob, jak vyrábět míchané odstíny modré a zelené barvy a jak jimi barvit beton. Inovativní technologie je založena na použití mědi ve směsi betonu. Barva uvolněná chemickou reakcí v betonové směsi zůstává její součástí. Společnost, která postup barvení vyvinula, hledá výrobce betonu, který by měl o licenci nové technologie zájem. K zbarvení betonu dojde, je-li do směsi čerstvého betonu přimíchán kovový prášek a vhodné anorganické soli. Kovový prášek je v čerstvém betonu chemicky aktivován a dojde k probarvení směsi. Je-li např. požadována modrá barva, je přidán měděný prášek a soli amonia. Modrá barva uvolněná chemickou reakcí zůstává stabilní součástí betonové směsi, neboť měď má schopnost vytvářet stabilní a nerozpustné sloučeniny. Odolnost barevných pigmentů v betonu proti UV záření byla vyzkoušena v certifikované finské zkušebně a barevné pigmenty z práškových kovů ve zkoušce odolnosti proti UV záření obstály. Stejně tak bylo na Helsinské technické univerzitě a v certifikované zkušebně nezávisle ověřováno uvolňování mědi

z betonu do okolí. Protože modré pigmentové částečky jsou nerozpustné, uvolňování mědi do okolního prostředí je minimální a zabarveni betonu je i z tohoto hlediska dlouhodobě stalé. Použití mědi jako příměsi do betonu je velmi jednoduché. Metoda barvení je cenově velmi příznivá ve srovnání např. s kobaltovými pigmenty a rozšiřuje tak paletu možných barev betonu. Sytě zbarvený povrch lze finálními úpravami různě strukturovat. Přítomnost mědi v betonu navíc zabraňuje růstu hub a řas na povrchu, což ho činí vhodný pro tzv. bezúdržbové povrchy, které mohou být vystaveny biologickému znečištění. Jako nejzajímavějším použitím takto barveného betonu se jeví např. dlažební desky, střešní krytina, dlažba, betonové nástřiky, fasádní prvky nebo lité betonové podlahy. Uvedená technologie barvení betonu je v současné době již na trhu a je chráně-

Obr. 1 Betonová podlaha Obr. 2 Monolitická betonová stěna ve školní budově Obr. 3 Přístupové schodiště v exteriéru Obr. 4 Výtvarný prvek

na patentem. Firma, výrobce betonu či architektonická kancelář, která má zájem o licenci technologie, by se při spolupráci měla pokusit o adaptaci nabízené technologie do existujících nebo zcela nových produktů. Ref.: 07 FI FILC OH80, IRC Finland, kontakt: http://www.licentia.fi Z podkladů Technologického centra AV ČR, redakčně upraveno Pozn.: Technologické centrum AV ČR (www.tc.cz) je národním informačním centrem pro evropský výzkum, připravuje analytické a výhledové studie v oblasti výzkumu, vývoje a inovací a zabývá se mezinárodním transferem technologií. V současné době koordinuje dva projekty na transfer technologií – celorepublikové České centrum pro transfer technologií (www.circ.cz) a pražský projekt Centrum pro transfer technologií (www.cett.cz).

3 4

1

2


5/2007

49

VĚDA

A

VÝPOČET V PRAZE

VÝZKUM

STAVŮ NAPĚTÍ A POŠKOZENÍ

KARLOVA

MOSTU

SOLUTION OF STRESS STATES AND DAMAGE OF CHARLES BRIDGE IN PRAGUE JI Ř Í ŠE J NOHA, JAN NOVÁK, ZDENĚK JANDA, JAN ZEMAN, MICHAL ŠEJNOHA Příspěvek předkládá některé z dosažených výsledků víceúrovňové nelineární analýzy Karlova mostu v Praze zaměřené na zjištění příčin jeho porušování a případných důsledků zamýšlené rekonstrukce. This contribution presents some results of a nonlinear multi-scale analysis of Charles Bridge in Prague focused on causes of its damage and pertinent consequences of intended rehabilitation. Již několik let se diskutuje o technickém stavu Karlova mostu. V předchozích letech bylo zpracováno několik průzkumů a odborných analýz konstrukce, při nichž byly hledány příčiny jeho poruch a způsoby jejich odstranění. Na Katedře stavební mechaniky při Fakultě stavební na ČVUT v Praze již řadu let probíhá výzkum v oboru studia materiálových vlastností kompozitních materiálů. Vznikla zde tedy myšlenka využít tyto poznatky při zkoumání materiálových vlastností zdiva. Tato analýza, založená především na homogenizační technice, je sice poněkud komplikovanější než klasické přístupy, ale stavba takového společenského významu, jakou Karlův most v Praze bezesporu je, takovýto sofistikovaný přístup vyžaduje. Tento příspěvek volně navazuje na pojednání [1], které doplňujeme výsledky počítačové analýzy a několika dalšími zajímavostmi. Z HISTORIE „KAMENNÉHO MOSTU“ Karlův most spojuje oba břehy Vltavy, Staré Město pražské a Malou Stranu. Jeho předchůdcem byl dřevěný most, připomínaný již roku 1118, jehož trasa vedla severněji od nynější, v ose Platnéřské ulice. Nový most, původně zvaný Kamenný nebo Pražský (od roku 1870 Karlův), dal postavit Karel IV. Stavba byla zahájena v roce 1357 a řídil ji Petr Parléř. Most byl dokončen na počátku 15. století. Nad prvním staroměstským pilířem postavil Parléř Staroměstskou mosteckou věž považovanou za nejkrásnější bránu 50

Důležitá data poškození, přestaveb, povodní a rekonstrukcí

Obr 1

Fig. 1

a) socha Bruncvíka, b) historicky první vyobrazení symbolu české státnosti a) Bruncvik‘s statue, b) first historic illustration of Czech national emblem

gotické Evropy. Obvodový plášť Karlova mostu je postaven z pískovcových kvádrů. Naproti tomu výplň tvoří opukové zdivo z lomového kamene vyzděné na maltu z černého hydraulického vápna. Most spočívá na šestnácti pilířích. Zdobí jej ve střední Evropě jedinečný soubor 31 soch a sousoší, převážně barokních z let 1683 až 1714, doplněných v 19. stol. několika sochami novogotickými a klasicistními. Z důvodu památkové ochrany byly některé z nich nahrazeny kopiemi a originály uloženy v lapidáriu Národního muzea. Na levé straně mostu, stojíme-li čelem ke Kampě, pod sousoším sv. Vincence, stojí na hrotu mostního pilíře socha Bruncvíka (obr. 1a) od L. Šimka (1884). Socha této významné osobnosti, která je spojena se symboly české státnosti (lev s dvěma ocasy), stojí na místě starší sochy z počátku 16. stol., kterou zde dala postavit staroměstská obec na znamení svých práv k mostu (na soklu znak Starého Města). Most je ukončen dvojicí Malostranských mosteckých věží. S TAV P O R U Š E N Í V R O C E 2 0 0 5 V periodickém pískovcovém zdivu kleneb je patrný vývoj trhlin orientovaných souběžně s podélnou osou mostu. Trhliny jsou situovány zejména v oblastech vzdálených cca do 1 m od líců parapetních zdí směrem dovnitř klenby. Další výrazné poruchy se objevují v blízkosti jednotlivých soch a sousoší v tzv.

1167 až 1174 stavba Juditina mostu 1357 až 1406 stavba Karlova mostu rozsáhlé poškození při povodních, zřítilo se osm mostních kleneb, 1432 zůstaly stát pouze pilíře č. 3, 4, 7, 8, 10 (číslováno od Staroměstské mostecké věže označené číslem 0) 1496 podemletí a pokles pilíře č. 3 do r. 1503 oprava škod z roku 1432 a 1496 1655 poškození založení pilířů značně poškozeny tři pilíře 1784 a pět oblouků do r. 1788 oprava škod z roku 1784 povodní strženy klenby č. 5, 1890 6, 7 a značně poškozeny pilíře č. 4, 5, 6, 7, 8 srpen 1891 zahájení rekonstrukce dokončení rekonstrukce započaté listopad 1892 r. 1891 sanace základů mostních pilířů č. 3, 4 1902 až 1904 a 7 pneumatickým způsobem rozsáhlá rekonstrukce, cementové 1966 až 1975 injektáže, implementace železobetonové desky povodeň více než stoleté vody 2002 – most odolal sanace založení pilířů 8, 9 a oprava 2004 až 2005 ledolamů

rizalitech, a to v nárožních oblastech v přechodu rizalitu do přímého zdiva parapetů. V úrovni běžné hladiny vody ve Vltavě je rozrušeno především maltové pojivo mezi zdícími bloky. Jsou zde však patrné i trhliny probíhající napříč kamennými bloky pilířů a zasahující opět až do periodického zdiva kleneb. Lze předpokládat, že veškeré trhliny jsou ovlivněny smykovými napětími, jejichž zdrojem je zejména nestejné oteplování, resp. ochlazování jednotlivých částí konstrukce, a dále hlavním tahovým napětím mj. i od vlastní tíhy mostu, které je zvlášť výrazné v klenbách v oblasti podélné osy mostu. Makroskopický model Analýza napětí byla provedena na dvou výpočetních modelech. Model pro ověření vývinu poškození bral v úvahu pouze dvě pole mostu (obr. 2a), přičemž spo-


5/2007

VĚDA

lupůsobení uvažovaného výřezu se sousedními částmi mostu bylo zohledněno aplikací podmínek symetrie na volné stěny výřezu. Tyto podmínky bereme jako aproximaci podmínek periodicity konstrukce mostu. Pro posouzení zatížitelnosti mostu a napjatosti pod jednotlivými pilíři se uvažoval periodický výřez o šesti polích (obr. 2b). Aby bylo možno věrně zachytit přenos zatížení do jednotlivých částí mostu a rovněž tak respektovat příslušná materiálová rozhraní, bylo nutno rozčlenit geometrické uspořádaní modelu do několika segmentů. V rámci jednotlivých geometrických celků byla vzata v úvahu nejen vícevrstvá skladba mostovky a přítomnost železobetonové desky, ale i geometricky odlišné rozložení bloků v obvodovém zdivu pilířů, kleneb, parapetních zdí a vnitřního opukového zdiva mostu. Důležitým problémem při stavbě výpočtového modelu bylo také zohlednění postupu výstavby konstrukce. Pokud zatížíme most vlastní tíhou jako celek a nebereme v úvahu postup výstavby (jmenovitě fázi odskružení), vyjdou nesmyslné výsledky. Ve vrcholu klenby se objeví tah bez ohledu na to, zda se jedná o lineární či nelineární výpočet. Jelikož podrobné informace o postupu výstavObr. 2 MKP modely mostu, a) dvoupolový segment, b) šestipolový segment Fig. 2 FE-meshes of bridge segments, a) two-arch segment, b) six-arch segment Obr. 3 Fáze výstavby, a) 1. fáze, b) 2. fáze c) 3. fáze Fig. 3 Build-up phases a) first phase, b) second phase, c) third phase

2a)

by chybí, předpokládali jsme na doporučení Ing. V. Tvrzníka, CSc. z firmy Mott MacDonald odskružení v době co nejkratší (s ohledem na nebezpečí zvýšené hladiny řeky) a uvážili tyto fáze výstavby (obr. 3): 1. fáze oblouk s pilíři 2. fáze po odskružení oblouku výstavba klenby poprsní zdi, tvořící pískovcový obklad mostu, a opukové výplňové zdivo 3. fáze vrstvy mostovky, včetně železobetonové desky a soch. V úvahu bylo třeba vzít i změnu statického systému způsobenou zřícením kleneb při povodni v roce 1890 a následnou rekonstrukcí zahrnující vylehčovací klenby navržené prof. Velflíkem. Další časově závislou změnou uvažovanou ve výpočtu bylo i vytvoření kesonových věnců kolem několika pilířů. Materiálové parametry, simulace na mezoúrovni Je zřejmé, že konstrukční skladba jednotlivých stavebních částí Karlova mostu je značně heterogenní. Připomeňme však, že použitý 3D materiálový model předpokládá v počátečním stavu konstrukci bez trhlin z homogenního a isotropního materiálu. Splnění takového předpokladu tak vyžadovalo určení efektivních (makroskopických) vlastností zastižených druhů kamenného zdiva. Materiálové charakteristiky jednotlivých kvazihomogenních celků byly odvozeny z nelineárních simulací prováděných na periodických jednotkových buňkách (PUC) na mezostrukturální úrovni [2]. Testována byla sada jednotkových periodických buněk zdiva klenby, neperiodického zdiva parapetních zdí a výplňového zdiva z lomového kame-

A

VÝZKUM

ne (obr. 4a). K tomuto účelu byly použity standardní homogenizační postupy vycházející z analýzy periodické jednotkové buňky, která bere v úvahu skutečné geometrické uspořádání kamenných bloků a pojiva. Snížené pevnosti kontaktu mezi kameny a maltovým ložem byly vystiženy pomocí přechodových (kontaktních) prvků s Mohr-Coulombovým materiálem. V případě neperiodických struktur byly při konstrukci periodické buňky využity statistické deskriptory. Makroskopická lomová energie byla určena z pracovních diagramů (obr. 4b), popisujících závislost mezi makroskopickou deformací a makroskopickým napětím, jako plocha pod tímto diagramem vynásobená délkou (resp. šířkou) periodické buňky (analogie s modelem roztroušených trhlin „CC3DCementitious“ zabudovaným v programu ATENA 3D [3]). Ortotropní charakter odezvy zděných konstrukcí byl vzat v úvahu určitým zprůměrováním makroskopických veličin získaných z numerických zatěžovacích zkoušek v hlavních směrech ortotropie s přihlédnutím k faktům uváděným v [2]. Simulace byly provedeny programem ATENAWin [3], který disponuje celou škálou nelineárních materiálových modelů využitelných k popisu nejen betonu, ale i malty a pískovcových bloků, jejichž chování je betonu velmi podobné. Mechanicko-fyzikální parametry zastižených fází (malta, pískovec, opuka) na mezoúrovni byly odvozeny z experimentů prováděných v Kloknerově ústavu. Posledními materiály, zahrnutými v počítačovém modelu, byly vrstvy podloží říčního dna Vltavy. Kromě betonu kesonových věnců jsou o podloží k dispozi-

b)

3

a)

b)


c) 5/2007

51

VĚDA

A

VÝZKUM

a)

ci pouze údaje o elastických tuhostech (modul deformace) vrstev. Chybí jakékoliv informace o pórové struktuře, popř. puklinatosti podloží. Z tohoto důvodu a s přihlédnutím na kvalitu podloží ověřenou při nedávných sanacích podzákladí pilířů č. 9 a 8 byly tyto vrstvy vystiženy lineárním materiálovým modelem s příslušnými parametry odvozenými z dostupných informací. Zatížení konstrukce V obecném případě by pro určení velikosti a prostorového rozložení teplotních změn na segmentu mostu bylo nutné provést řešení sdružené úlohy nestacionárního vedení tepla a vlhkosti s nelineárními materiálovými charakteristikami se zahrnutím slunečního záření a přestupu tepla prouděním. To je však vzhledem k rozsahu řešené úlohy nereálné, a proto byl výpočet založen na extrapolaci dvojrozměrných průběhů teplot určených pomocí konečněobjemového programu DELPHIN [4], který poskytuje nástroje pro realistické modelování sdružených Obr. 5 Zatěžovací stavy, a) změna teploty v létě, b) tlak vody při povodni Fig. 5 Loading states, a) the summer temperature change, b) water pressure of flood

Obr. 4 Výsledky ze simulací na mezoúrovni, a) trhliny v PUC výplňového zdiva, b) výsledné zatěžovací čáry Fig. 4 The results from meso-scale simulations, a) cracks inside the PUC of filling masonry, b) resulting loading curves

b)

transportních jevů. Extrémní hodnoty na povrchu a na rozhraní mezi dílčími částmi mostu byly využity jako vstupní parametry pro řešení stacionární 3D úlohy vedení tepla pro nejnepříznivější letní a zimní období. Vnější kinematické okrajové podmínky aplikované na dvouobloukovém i šestiobloukovém segmentu mostu byly zvoleny tak, aby odpovídaly co nejlépe reálnému chování celé konstrukce. Podstavy obou modelů, představující rozhraní mezi skalní a poloskalní horninou v podloží mostních pilířů, byly pevně vetknuty. Boční čela modelu, kolmá na podélnou osu mostu byla vzhledem k symetrii sousedních oblouků zafixována pouze v podélném směru. Zatížení konstrukce bylo zvoleno s ohledem na vnější klimatické a provozní vlivy [7]. Dnes, kdy je most zatěžován již pouze běžným provozním zatížením, se stává hlavním zatížením vlastní tíha konstrukce, hydrostatický a hydrodynamický tlak vody [5], [6] při různých úrovních hladiny a oteplování, popřípadě ochlazování povrchu, zapříčiňující odpovídající objemové změny. Konkrétně bylo při výpočtu mechanické odezvy uvažováno dvacet zatěžovacích stavů, z nichž bylo následně vytvořeno třináct kombinací, které byly použity pro vlastní nelineární a)

52

výpočet. Součinitele zatížení a kombinace byly voleny v souladu s normou zatížení ČSN 73 0035, přičemž byla vzata v úvahu pravděpodobnost současného výskytu zatěžovacích stavů uvažovaných pro danou kombinaci. Mechanická odezva Jak se dalo očekávat, nejvýraznější poruchy (trhliny) vyvolává teplotní gradient. Kromě zjevných poruch na povrchu pískovcového pláště se poruchy nejvíce projevují na přechodu mezi tímto pláštěm a opukovým výplňovým zdivem. Tím se vysvětlují i podélné trhliny viditelné zdola na povrchu klenby. Celý teplotní cyklus „oteplení – ochlazení” dává mnohem příznivější výpověď o napjatosti a poli trhlin než samostatné zatěžovací stavy. Tím se i částečně vysvětluje, proč most po léta snáší opakované, i když ne v každém roce extrémní, teplotní zatížení. Poruchy mezi podélným a ustupujícím parapetem (směrem k podstavcům soch) jdou nepochybně na vrub střídání letního roztažení a zimního zkrácení v kombinaci s příčným ohybem parapetů. Nelze však očekávat, že tento výpočet vykáže poškození tak značného rozsahu. To je způsobeno řadou dalších faktorů, jako je rozpínání ledu v trhlinách, vypl-

b)


5/2007

VĚDA

A

VÝZKUM

Obr. 6 Zbytková tahová pevnost mostu po porušení vlivem vlastní tíhy Ft [Pa] Fig. 6 The residual tensile strength after cracking due to dead load Ft [Pa]

ké porušování materiálů, implementovaných v řadě komerčních MKP programů, např. v [3]. Příspěvek byl vypracován za finanční podpory Ministerstva školství, mládeže a tělovýchovy, projekt č. 1M 0579 v rámci činnosti výzkumného centra CIDEAS. Bylo využito teoretických výsledků získaných v rámci projektu GAČR 103/04/1321.

ňování trhlin nečistotami a mnohonásobným opakováním těchto procesů.


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 5/2007

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 ...

Program pro výpočet rovinných i prostorových prutových konstrukcí

www.dlubal.cz

Literatura: [1] Tvrzník V., Křížek V.: Karlův most – problematika železobetonové desky, Beton TSK 4/2003, str. 18–22 [2] Šejnoha J., Bittnar Z., Šejnoha M., Zeman J., Novák J., Janda Z.: Výpočet stavů napětí a porušení Karlova mostu v Praze, Technická zpráva, Mott MacDonald, 2005, 158 stran [3] Červenka V., Jendele L., Červenka J.: ATENA program documentation – Part I: Theory, Červenka Consulting Company, 2002 [4] Grunewald J.: Delphin 4.1 documentation: Theoretical fundamentals, TU Dresden, 2000 [5] Čihák F., Satrapa L., Fošumpaur P.: Vyhodnocení proudových profilů Karlova Mostu v Praze během povodně 2002, Technická zpráva, ČVUT v Praze, Praha, 2004 [6] ČSN 73 6503 – Zatížení vodohospodářských staveb vodním tlakem, 1981, Československý normalizační institut, Praha [7] ČSN 73 6203 – Zatížení mostů, 1981, Československý normalizační institut, Praha [8] Šejnoha J., Zeman J., Novák J., Šejnoha M.: Model nárazu soulodí do Karlova mostu při povodni, Stavební obzor 3/2006, str. 65–69

RSTAB RFEM

Demoverze zdarma ke stažení

Z ÁV Ě R Vzhledem k velikému množství vstupních a výstupních dat není možné zde prezentovat veškerá zjištění týkající se nasazení víceúrovňového přístupu v případě výpočtu mechanické odezvy Karlova mostu. Např. o nárazu soulodí za povodně pojednává příspěvek [8]. Nicméně bylo prokázáno, že pro analýzu složitých masivních konstrukcí, jakou kamenný most bezesporu je, může být tato procedura jednou z mála alternativ, jak výstižné řešení mechanické odezvy vůbec provést. Přístup navrhovaný platnými normami je pro podobné extrémní podmínky (silně nelineární chování, složitá zatížení, klimatické vlivy, 3D charakter apod.) prakticky nepoužitelný. V neprospěch takového přístupu lze naopak říci, že jeho použití bývá bez vyššího podílu automatizace zpracovávání vstupních dat (geometrie modelu, komparativní experimenty, odladění mezoskopických simulací) časově náročnější. Dále také klade vyšší nároky na teoretické znalosti řešitele, a to jak v případě přípravy úlohy, tak v případě interpretace výstupních dat. Na druhou stranu aplikace počítačového přístupu je v dnešní době velmi efektivní, a to zejména z důvodu existence výstižných materiálových modelů, popisujících nelineární kvazikřeh-

Prof. Ing. Jiří Šejnoha, DrSc. tel: 224 354 492, e-mail: [email protected] Ing. Jan Novák tel: 224 354 606, e-mail: [email protected] Zdeněk Janda tel: 224 354 472, e-mail: [email protected] Ing. Jan Zeman, PhD. tel: 224 354 482, e-mail: [email protected] Doc. Ing. Michal Šejnoha, PhD. tel: 224 354 494, e-mail: [email protected] všichni: Fakulta stavební ČVUT v Praze Thákurova 7, 166 29 Praha 6

53 20.9.2006 8:31:45

VĚDA

A

VÝZKUM

STUDIE

TERMO-HYGRO-MECHANICKÉHO CHOVÁNÍ TLUSTÉ ZÁKLADOVÉ DESKY STUDY OF THERMO-HYDRO-MECHANICAL BEHAVIOUR OF THICK FOUNDATION SLAB TOMÁŠ KOUDELKA, TOMÁŠ KREJČÍ A JIŘÍ ŠEJNOHA Článek se zabývá numerickým řešením problematiky betonáže tlustých základových desek realizovaných pod hladinou podzemní vody. Řeší se sdružená termohygro-mechanická úloha v aplikaci na základovou desku obchodního centra Praha-Těšnov. The paper deals with a numerical solution of thick foundation slabs realized under the groundwater level. The coupled thermo-hydro-mechanical problem is solved in application to the foundation slab of a commercial building in Prague-Těšnov. Tlusté základové desky jsou často realizovány v jamách hluboko pod hladinou podzemní vody. Proto jsou kladeny zvýšené nároky na jejich odolnost vůči průsaku podzemní vody. Tato odolnost je ovlivněna řadou faktorů – složením (kvalitou) betonu, mírou a způsobem vyztužení, technologií ukládání betonu (včetně uspořádání pracovních spar) a konečně ošetřením betonu v průběhu tuhnutí a tvrdnutí. Vlastnosti betonů, které jsou obvykle navrhovány jakožto vysokohodnotné, ať už samozhutnitelné, popř. snadnozhutnitelné, jsou silně ovlivněny složením betonové směsi. Významnou roli při tom hrají nejen základní materiálové parametry, jako je hodnota vodního součinitele, agregáty (od hrubého kameniva až po velmi jemné frakce nezřídka s latentní hydraulicitou), ale i přísady, jako jsou superplastifikátory či katalyzátory typu H-Krystal ap. Ty pak do značné míry ovlivňují počátek tuhnutí (zpravidla zpoždění až o několik hodin), vývoj hydratačního tepla, ale i počáteční fázi smršťování, označovaného jako autogenní (bez výměny vody s okolím), které nabývá oproti normálnímu betonu často vyšších hodnot. Zajímavým způsobem se projevuje mikrovýztuž. Experimenty na cementových pastách ukázaly, že mikrovýztuž může autogenní smršťování zcela vylou54

čit, dokonce se počáteční smršťování může projevit jako jakési bobtnání zřejmě způsobené oteplením při vývinu hydratačního tepla, viz [1]. Tyto faktory je třeba vzít v úvahu při počítačovém modelování chování základové desky, počínaje ukládáním betonové směsi, respektováním postupu betonáže po vrstvách (zpravidla dvě až tři vrstvy o tloušťce 400 až 600 mm) a smršťovacích celcích, ošetřením (zakrytím fólií, přiměřeným kropením a ochranou vůči sluneční radiaci). Z hlediska mechaniky tuhnoucího betonu je třeba vystihnout nárůst tuhosti a pevnosti betonu již v raném stádiu tuhnutí, ale i další časově závislé jevy, jako je smršťování (v první fázi autogenní, později vysycháním), dotvarování a poškozování. To vede k aplikaci přijatelného termo-hygromechanického modelu, který musí být dostatečně výstižný, přitom však přiměřeně jednoduchý, aby zvládl řešení složité a silně nelineární úlohy k popisu chování dostatečně velkého konstrukčního celku (výřezu z desky). Tato poznámka je určena zejména statikům, kteří jsou zvyklí analyzovat stavy napětí rozsáhlých konstrukcí, avšak převážně v oblasti lineárně pružného chování konstrukce, což je ve srovnání s výše popsanou sdruženou úlohou v podstatě jednoduchá a rutinní záležitost. Zároveň je na místě poznamenat, že existují vysoce účinné softwarové produkty, např. ATENA a její modifikace [2], které zvládají řešení rozsáhlých nelineárních úloh, zahrnujících poškození betonu, v rozsahu desítek tisíc neznámých a dokonce s vystižením náhodné povahy jevu (v uvedeném programu modul FREET). Problém, který situaci značně komplikuje a na nějž klademe důraz, je jeho časová závislost a interakce všech složek řešení provázejících. M O D E LO VÁ N Í

PŘENOSU TEPLA

A VLHKOSTI

Transportní problémy se obecně řeší jako sdružené nelineární úlohy, které vyžadují simultánní numerickou integraci tří skupin rovnic. Jedná se o transportní rovni-

ce (Fickův, Darcyho a Fourierův zákon), bilanční rovnice a materiálové (retenční) vztahy. Diskretizací transportního problému metodou konečných prvků (MKP) dostáváme systém nelineárních a nesymetrických rovnic, které se řeší Newton– Raphsonovou metodou. Výsledné rovnice jsou silně nelineární, což výrazně zvyšuje nároky nejen na počítačové zpracování, ale i na vlastní počítač (rychlost procesoru, velikost paměti). Oproti klasickým stacionárním úlohám se mění způsob ukládání matic, řešení systému algebraických rovnic a narůstá doba výpočtu. Jako velmi výhodné řešení se ukazuje použití paralelního programování [3]. Numerické výpočty jsou provedeny programem SIFEL (Simple Finite Elements), do něhož byl implementován fenomenologický model podle Künzela a Kiessla [5]. Künzelův model zavádí v materiálovém bodě dvě neznámé veličiny h – relativní vlhkost [-] a T – absolutní teplotu [K]. Výsledné rovnice, zachycující bilanci energie (1) a vlhkosti (2), mají poměrně jednoduchý tvar ⎛ ∂6 ⎞ ∂B ⎜ ρQ + e ⎟ = ∂B ⎠ ∂b ⎝

(

(1)

= ∇ (λ ∇ B ) + Vd ∇ δ ^ ∇ ( VâOb )

)

∂e ∂V = ∇ 2V∇ V + δ ^ ∇ ( VâOb ) ∂V ∂b

(

)

(2)

kde ρ. [kg m-3] je objemová hmotnost materiálu, c [J kg-1 K-1] je specifická tepelná kapacita, Hw [J m-3] entalpie materiálové vlhkosti, t [s] čas, λ. [Wm-1K-1] tepelná vodivost, hv [Jkg-1] specifické výparné teplo, δ. p [kg m s-1 Pa-1] permeabilita vodní páry v porézním materiálu, psat [Pa] tlak nasycených vodních par, w [kg m-3] obsah vody a Dh [kg m s-1] je vodivost kapalné fáze. Model zanedbává konvekci vodní páry i kapaliny způsobenou rozdíly totálních tlaků a gravitací, jakož i změny entalpie vlivem proudění kapalné fáze. Na levých stranách obou rovnic jsou akumulační členy. Na pravých stranách jsou toky tepla a vlhkosti. V rov. (1) se jedná o tok tepla


5/2007

VĚDA

a entalpie difúzí vodní páry. Tok kapalné fáze v rov. (2) je pouze mírně ovlivněn teplotou ve vodivost Dh. Tok vodní páry je však simultánně řízen poli teploty i vlhkosti vlivem exponenciální závislosti tlaku nasycené páry na teplotě. Výhodou tohoto modelu je snadná aplikace v analýze stavebních konstrukcí za běžných klimatických podmínek a snadné a rychlé uplatnění fyzikálních vlastností materiálů zjištěných v laboratoři. Model byl v programu SIFEL rozšířen o vystižení vývinu hydratačního tepla v betonu a o statisticky zpracovaný soubor klimatických podmínek pro Prahu (zdroj ČHMÚ). Model je částečně sdružen s mechanickou analýzou (tzv. stupňovitý, neboli staggered model), sledující deformace teplotou, smršťováním, dotvarováním a poškozováním betonu.

Materiálové parametry jsou svázány těmito vztahy 2μ 2& μ (5) 3 μ = 2μ − ημ = g& μ g& μ

M O D E LO VÁ N Í M E C H A N I C K É H O C HOVÁN Í – B3 MODE L V oblasti provozního namáhání, kde napětí v konstrukci nepřesáhne zhruba 40 % pevnosti, se dotvarování betonu řídí Boltzmannovým principem superpozice. V případě jednoosého namáhání je deformace vyjádřena v závislosti na napětí rovnicí

cQ @ = #9

ε ( b ) = 8 ( b b ) σ ( b ) +

(3)

b

+ ∫ 8 ( b τ ) Rσ (τ ) + ε ( b ) b

Funkce poddajnosti lineárního viskoelastického materiálu J vyjadřuje deformaci v čase t od jednotkového napětí σ = 1 působícího od času τ. Člen ε0 zastupuje jiné deformace než od napětí (např. smršťování, teplotní deformace apod.). Relativní vlhkost a teplota ovlivňují podle Bažantova modelu B3 dotvarování a smršťování dvěma způsoby. Přímo, změnou koeficientu viskozity v konstitutivním modelu, a nepřímo, dopadem na rychlost hydratace (stárnutí) betonu. Funkci poddajnosti J uvažujeme ve vhodném tvaru degenerovaného jádra (Dirichlet-Pronyho řady) rovnice (3) 8 ( b τ ) = ;

(4)

− Sf^ ⎡⎣ g μ (τ ) − g μ ( b ) ⎤⎦ 2 μ = μ (τ )

=∑

{

}

kde yμ = t/Θμ a Θμ jsou tzv. retardační časy. Funkci poddajnosti znázorňuje Kelvin-Voigtův reologický řetězec na obr. 1.

Zmiňované přímé ovlivnění míry dotvarování teplotou T a vlhkostí h může být v řetězci popsáno následujícím vztahem φ Bφ V = (6) η μ ( bS ) τ μ 3μ ( bS )

μ = K ;

VÝZKUM

Obvykle se uvádí, že jak autogenní, tak karbonatační smrštění jsou malá a mohou být zanedbána. Jak ukazují laboratorní měření [1], v případě autogenního smršťování se zdá být tento optimismus poněkud nadsazený. V našem modelu se průběh proběhlého autogenního smršťování zavádí jako materiálový parametr, jehož počáteční hodnota i následující průběh jsou zavedeny do výpočtu na základě experimentálních měření provedených na relevantních vzorcích. Přetvoření ε0 ovlivněné změnou teploty a vlhkosti se tedy skládá ze dvou částí: - vliv vysychání a nasákání

Efekt teploty vychází z konceptu aktivační energie

ε& a = YV&

⎡ c ⎛ ⎞ ⎤ φ B = Sf^ ⎢ Q ⎜ ⎟⎥ ⎢⎣ @ ⎝ B B ⎠ ⎥⎦

- vliv teploty

(7)

A

(9)

ε&B = α B&

(10)

kde kde uc je aktivační energie dotvarování. Efekt vlhkosti vyjadřuje empirický vztah (8)

φ V = α V + (− α V ) V

Y = ε& aψ [ + `σ aWU\ 6&

(

α =α

( )) ([ + ρσ aWU\ ( 6& ))

(11)

B

α V ≈ ÷ #

[ = { }

Celkové smrštění uvažujeme jako součet tří složek: • smrštění od vysychání a nasákání, εs, • autogenní smrštění, εsa (objemové změny během chemických procesů v průběhu hydratace), • karbonatační smrštění, εsc (způsobené reakcí hydroxidu vápenatého cementové pasty se vzdušným oxidem uhličitým).

–(εs0) = 0,0002÷0,001 a α0 jsou empirické konstanty, –(ψ) = . E(t0. )/E(t.e)3h2 pro 0,4 ≤ h ≤ 0,99, kde H = h + cT (c je nezáporná konstanta). Empirické koeficienty r a ρ nabývají obvykle hodnot r = (0,1÷0,6)/ft‘ [MPa-1], ρ = (1÷2)/ft‘ [MPa-1], kde ft‘ je pevnost v tahu, jejíž časový nárůst je rovněž při praktických výpočtech zaváděn na základě experimentálně zjištěných závislostí. Podrobnosti lze nalézt např. v [6]. Teoreticky byl vyzkoušen i víceúrovňový model kombinující počítačovou simulaci vytváření cementové struktury (vývin hydratačního tepla, tuhosti a pevnosti v čase) s modelem popisu chování konstrukce, viz [7]. Jeho uplatnění je však zatím převážně v oblasti výzkumu, a to pro značnou časovou a kapacitní náročnost na hardware počítače.

Obr. 1 Kelvin–Voigtův reologický řetězec Fig. 1 Kelvin-Voigt rheological chain

T

IN

TSN = 3 N F N

TON = IN F N

M O D E LO VÁ N Í M E C H A N I C K É H O C HOVÁN Í – MODE L P OŠKOZE N Í BETONU

;

Pro popis poškození betonu byla vytvořena celá řada materiálových modelů [8]. Mezi nejjednodušší z nich patří model skalárního izotropního poškození. Výstižnost tohoto modelu je do znač-

T


5/2007

55

VĚDA

A

VÝZKUM

né míry závislá na volbě vhodného vztahu pro normu ekvivalentního přetvoření, na němž je parametr poškození závislý. Pro beton se osvědčily zejména dva vztahy. Prvním vztahem je Mazarsova norma, která je definována vztahem (12)

ε αʹ ε αʹ

ε S_ ʹ =

kde εα‘ jsou složky hlavní deformace a operátor <> značí výběr pouze kladných složek daného vektoru, sčítá se přes index α. Deformace ε‘ je uvažována jako celková deformace bez nevratných deformací od dotvarování a smršťování a dále bez deformace od teploty. Druhý vhodný vztah představuje von Misesova norma, která je dána výrazy

ε S_ ʹ = /7 + / 7 + 08 Y − ! 0= Y (− ν ) Y (+ ν )

/= Y=

TQ Tb

(13)

( )

ω = T SS_ ʹ =

T ⎛ ʹ − bSZ ⎜ ε S_ ⎛ T ⎞ b 3 = − ⎜ SZ ⎟ Sf^ ⎜ − ʹ ⎠ ⎜ c − Tb ⎝ 3 ε S_ T ⎝ 3 SZ

(14) ⎞ ⎟ ⎟ ⎟ ⎠

kde uf definuje sklon změkčení a ft je tahová pevnost betonu. Modul pružnosti, tahová a tlaková pevnost betonu závisí na stáří betonu. Napětí se v případě skalárního izotropního poškození vypočítá ze vztahu

Obr. 2 Topologie základové desky Fig. 2 Topology of foundation slab

56

kde Eel je modul pružnosti. Uvedený vztah pro napětí lze zapsat v přírůstkovém tvaru

σ& = 3 SZ (ε& ʹ − ε& Rʹ ) & ʹ + ωε& ʹ ε& Rʹ = ωε

ω& =

( )

∂ T ε S_ ʹ ∂ε eʹ _ ∂ε S_ ʹ

εʹ

(16)

Při přechodu na trojrozměrnou napjatost jsou složky napětí (σ) a přetvoření (ε) nahrazeny příslušnými tenzory σij, εij a elastická tuhost Eel je nahrazena tenzorem materiálové elastické tuhosti Eijklel. V provedených výpočtech byla použita Mazarsova norma ekvivalentního přetvoření. Potřebná derivace ekvivalentního přetvoření podle jednotlivých složek přetvoření je dána v tenzorové formě vztahem

∂ε S_ ʹ

kde I1 je první invariant tenzoru deformace, J2 je druhý invariant deviátoru tenzoru deformace, ν je Poissonův součinitel. Materiálové parametry fc a ft jsou tlaková respektive tahová pevnost betonu. Evoluční vztah pro parametr poškození ω v závislosti na ekvivalentní deformaci je definován

(15)

σ = (− ω ) 3 SZε ʹ

∂ε WXʹ

=

ε αʹ

ε S_ ʹ

(17)

aU\ (ε αʹ ) + aU\ (ε αʹ )

OαW OαX

kde aiα je i-tá složka směrového vektoru složky α vektoru hlavní deformace. Při počítačové implementaci se přechází k maticovému přepisu tenzorových veličin. Popis modelu lze nalézt např. v [9]. P O Č Í TAČ O VÁ

A N A LÝ Z A Z Á K L A D O V É

DESKY

Dále uvedené výsledky se vztahují k dvourozměrnému řezu částí základové desky administrativní budovy v Praze na Těšnově analyzované za podmínek rovinné deformace. Deska má tloušťku 1 m, je vertikálně zalomená (obr. 2) a byla betonována ve třech vrstvách s časovým odstupem cca 3 h. Po dobu pěti dnů byla přikryta fólií, aby se zabránilo rychlému odpařování zbytkové vody. Do výpočtu realizovaného modelem

Künzela a Kiessla byly zahrnuty klimatické podmínky pro prostředí desky. Z obr. 3 je vidět, že proces vysychání vychází z horního povrchu desky a začíná odejmutím krycí fólie. Na obr. 4 je znázorněn vývoj teploty ve dvou úrovních pod horním povrchem. Je vidět, že shoda mezi hodnotami zjištěnými teploměry instalovanými přímo v desce a hodnotami předpověděnými počítačovou simulací je velmi dobrá. Z toho lze usuzovat, že Künzel–Kiesslův model implementovaný v programovém souboru SIFEL vystihuje vývoj teplotního pole velmi dobře. Zajímavé je sledovat průběh přetvoření desky, který odpovídá podepření jednostrannými elastickými pružinami (s možností odtrhu) (obr. 5). Navazující obr. 6 ukazuje vývoj parametru poškození ω. Lze konstatovat, že akumulované hydratační teplo se spotřebuje v průběhu zhruba sedmi dnů, kdy proběhne rovněž převážná část autogenního smršťování. Jeden týden je tedy minimální doba, kdy je třeba desce věnovat mimořádnou pozornost (kropení). Dále je vidět, že vysychání je dlouhodobý proces. Výrazně se nejprve projeví na volných površích a teprve se značným časovým odstupem jej zaznamenáme uvnitř desky. Dopad difúzního procesu vysychání (smršťování betonu) na vývoj napětí a rozdělení mikrotrhlin je výrazný. Projevuje se i se značným časovým odstupem a může vést ke zrodu lokalizovaných trhlin. Pozitivně se uplatňuje mikrovýztuž. Pozornost je třeba věnovat i přechodům mezi jednotlivými vrstvami. S výhodou lze uplatnit katalyzátor H-Krystal. Jak ukázaly odvrty na realizovaných deskách, vrstva s aplikovaným katalyzátorem musí být dostatečně vlhká. Postřik nebo nátěr je rozhodně vhodnější než posyp, který má spíš negativní dopad (možná separace vrstev). Z ÁV Ě R Zakládání budov v jámách hluboko pod hladinou podzemní vody je vážným, ale dobře zvládnutelným problémem. Trhliny, které vznikají v kombinaci hydratačních procesů v betonu a kontaktních sil mezi základovou deskou a podložím narušují nepropustnost desky. Nelze zapomenout ani na dodatečné poruchy vyvolané tíhou vrchní stavby. Tomuto účinku, který nelze s ohledem na nelinearitu problému oddělit od hydratačních jevů, jsme se


5/2007

VĚDA

Obr. 3 Profil relativní vlhkosti po 14 dnech Fig. 3 Relative humidity profile after 14 days

Obr. 5 Deformovaný tvar konstrukce po 15 h od betonáže první vrstvy Fig. 5 Deformed shape of the structure after 15 hours from casting of the first layer Obr. 6 Průběh parametru poškození ω po 15 h od betonáže první vrstvy Fig. 6 Evolution of damage parameter ω after 15 hours from casting of the first layer

VÝZKUM

@SZObWd\dZVY]ab

"

$

&

6Z]cPYOI[K

Obr. 4 Vývoj teplotního pole – počítačová simulace vs. experiment Fig. 4 Evolution of temperature field – simulation vs experiment

A

" $ &

3 4

;ÂS\dàbdO Q[ DÝ^]xSb\dàbdO Q[

#

;ÂS\dàbdO!#Q[

BS^Z]bOI1K

v příspěvku speciálně nevěnovali. V žádném případě jej však nelze podcenit. Cílem příspěvku bylo ukázat, že analýza chování betonových konstrukcí v raném stádiu tuhnutí a tvrdnutí betonu vyžaduje fyzikálně korektní materiálový model vystihující transportní procesy, časově závislé přetváření a porušování (poškozování) betonu. Vývoj hydratačního tepla je třeba vystihnout pro konkrétní směs, ať už experimentálně nebo mikrosimulací. Do výpočtu je třeba zahrnout i reálné klimatické podmínky pro danou oblast a roční období. Provedená studie ukazuje, že se poškození v betonu vyvíjí ve třech zónách. První představuje povrch desky a poškození je převážně důsledkem vysychání. Druhou zónou jsou čela desky, vč. kontaktů se smršťovacími pásy. Poškození je důsledkem smykových napětí a na realizovaných deskách je dobře patrné. Poškození při spodním povrchu zasahuje do hloubky zhruba 200 mm (max. ω =0,4). Toto poškození vzniká v důsledku hydratace v horní vrstvě, která je oproti dolním vrstvám opožděna. Během špičky vývinu hydratačního tepla v horní vrstvě je deska v důsledku nerovnoměrného ohřátí ohýbána a snaží se prohnout vzhůru. Působením vlastní tíhy desky dochází uprostřed k poškození dolního povrchu desky, viz deformovaný tvar na obr. 5. Smršťovací pásy jsou při realizaci základových desek používány s velkou oblibou a mají na nepropustnost desky dobrý vliv. Je však třeba si uvědomit, že pokud jsou dobetonovány s velkým časovým odstu-

;ÂS\dàbdO!#Q[

"# " !# ! #

#

#

vOaIR\gK

5 6


5/2007

57

VĚDA

A

VÝZKUM

Literatura: [1] Litoš J.: Vliv modifikačních přísad na objemové změny čerstvých cementových past, Beton TKS 2/2007, Beton TKS, s. r. o, Praha, str. 44–46, 2007 [2] Červenka J., Červenka V.: Three Dimensional Combined FracturePlastic Material Model for Concrete, Proc. 5th U.S. National Congress on Computational Mechanics, Boulder, Colorado, USA, 1999 [3] Kruis J.: Domain Decomposition Methods for Distributed Computing, Saxe-Coburg Publications, Stirlingshire, 2006 [4] Lewis R. W., Schrefler B. A.: The finite element method in static and dynamic deformation and consolidation of porous media, John Wiley & Sons, Chichester-Toronto (492), 1998

[5] Künzel H. M., Kiessl K.: Calculation of heat and moisture transfer in exposed building components, Int. J. Heat Mass Transfer, 40, p. 159–167, 1997 [6] Larrard F.: Concrete mixture proportioning, E&FN SPON, 1999 [7] Šmilauer V., Krejčí T., Koudelka T.: Analysis of Concrete Foundation – Heat Conduction Multiscale Modeling, Proc. of Eng. Mechanics 2007, p. 279–280, 2007 [8] Bazant Z. P., Belytschko T. B., Chang T. P.: Continuum theory for strainsoftening, ASCE J. Eng. Mech., 110, p. 1666–1692, 1984 [9] Pijaudier-Cabot G., Jason L.: Continuum damage modeling and some computational issues, RFGC – 6/2002, Numerical Modelling in Geomechanics, p. 991–1017, 2002

pem, v segmentech oddělených pásy již velká část smršťování proběhla, což následně vede ke vzniku tahových napětí a k příčným trhlinám ve smršťovacím pásu (kolmým ke kontaktu pás-základní segment desky). Tomu lze spolehlivě

čelit postupnou betonáží pásů po menších celcích. Celkově lze říct, že v rámci studie byly vytvořeny a ověřeny vhodné nástroje pro posuzování postupů betonáže s ohledem na vodotěsnost betonu. Na základě

3.

Tento výsledek byl dosažen za finanční podpory Ministerstva školství, mládeže a tělovýchovy České republiky, projekt č. 1M 0579 v rámci činnosti výzkumného centra CIDEAS.

Ing. Tomáš Koudelka, PhD. tel.: 224 354 369 e-mail: [email protected] Ing. Tomáš Krejčí, PhD. tel.: 224 354 309 e-mail: [email protected] Prof. Ing. Jiří Šejnoha, DrSc. tel.: 224 354 492 e-mail: [email protected] všichni : Fakulta stavební ČVUT v Praze Thákurova 7, 166 29 Praha 6 Text článku byl posouzen odborným lektorem.

STŘEDOEVROPSKÝ KONGRES O BETONOVÉM STAVITELSTVÍ

3. středoevropský kongres o betonovém stavitelství se konal 17. a 18. září t. r. v maďarském Visegradu, v krásném prostředí termálních lázní na břehu Dunaje. Odborný program 3. kongresu „CCC“ byl zaměřen na inovativní materiály a technologie pro betonové konstrukce (1. CCC kongres v rakouském Grazu v roce 2005 byl zaměřen na vláknobetony a loňský CCC kongres v Hradci Králové na betonové konstrukce v dopravní infrastruktuře). Beton jako stavební materiál prochází v posledních letech neobyčejně rychlým vývojem, který se týká vstupních materiálů, navrhování a realizace konstrukcí, ekonomiky výstavby ale i estetických hledisek. Proto byla odborná jednání zaměřena na tři oblasti: • beton požadovaných vlastností • moderní výztužné a předpínací materiály a technologie • nové technologie výroby betonu a výstavby betonových konstrukcí Technická exkurze po kongresu zavedla zájemce na stavbu 58

provedené analýzy je možné se následně rozhodnout a navrhnout vhodná opatření k eliminaci výskytu případných trhlin (např. změna tloušťky vrstev nebo časového odstupu betonáže atd.). Nově navržená opatření je možné opět simulovat pro ověření jejich účinnosti.

nového velkého přemostění Dunaje na severním úseku budovaného dálničního okruhu Budapešti (přemostění je složeno z pěti mostů v celkové délce 1 862 m). Kongres byl pořádán Maďarskou národní skupinou fib ve spolupráci s Maďarským betonářským svazem a Svazem maďarských výrobců betonu a betonových prvků. 4. kongres CCC se uskuteční příští rok 2. a 3. října v chorvatské Opatiji se zaměřením na betonové stavitelství v městském prostředí. Jana Margoldová Sborník z konference je k nahlédnutí v redakci.

Obr. 1 Výstavba přemostění Dunaje na severně od Budapešti


5/2007

SPEKTRUM SPECTRUM

„BETONOVÁ“

POHLEDNICE Z DOVOLENÉ

JANA MARGOLDOVÁ Podobně jako vloni jsem se na dovolenou vydala do oblasti Ticina, kde se vlní hranice mezi Švýcarskem a Itálií a překračujete ji za den tolikrát, že už ani nevíte, zda máte v obchodě platit eury či švýcarskými franky (italsky tam na vás mluví na obou stranách hranice). V tom kraji je k vidění mnoho zajímavého, vedle nádherné přírody, vysokých hor, modrých jezer, starých památek i obdivuhodné stavby z betonu z konce minulého století i z posledních let. VILLA GARBALD Od jara 2004 může ETH (Eidgenissische Technische Hochschule/Federal Institute of Technology) v Zurichu užívat moderní prostory „think tanku“ a konferenčního centra v novém rozšíření Villy Garbald v městečku Castasegna v údolí Bregaglia těsně nad italskou hranicí. Významný německý architekt Gottfried Semper (Opera v Drážďanech, Neue Hofburg palác ve Vídni) navrhnul tři stavby během své profesury na ETH v Zurichu. Dnes jsou všechny – hlavní budova ETH v Zurichu, observatoř na Schmelzbergstrasse v Zurichu a dům pro vrchního celního radu Augustina Garbalda v Castasegne – počítány mezi architektonické poklady Švýcarska. Poslední jmenovaná, villa Garbald, nejjižnější Semperovo dílo, postavené v letech 1862 a 1863, byla v roce 1955 věnována posledními majiteli Nadaci Garbald. V roce 1997 bylo rozhodnuto v rámci rozšíření spolupráce mezi nadací a univerzitou o rekonstrukci vily a rozšíření jejích ubytovacích kapacit. Práce na návrhu nového řešení byla zadána architektonickému ateliéru Miller & Maranta z Baselu. Nový objekt reflektující místní strohou horskou lidovou architekturu tvoří na nepříliš rozsáhlém pozemku protiváhu původní romantické Semperově vile. Vstup do obytné části je ze svažité zahrady, společné pro oba domy, přes velkou společenskou místnost. Ačkoliv většina místností v úzkém pětipodlažním domě lichoběžníkového půdorysu jsou ložnice, jeho prohlídka připomíná příběh. Jednotlivé pokoje (ložnice s koupelnou) jsou uspořádány kolem centrálního čtyřramenného scho-

diště, které se točí kolem komína krbu ze spodní společenské místnosti. Ze tří mezipodest vedou dveře do pokojů a na čtvrté – hlavní podestě je okno pro přímé osvětlení schodiště, a zase znovu (obr. 1). Uspořádání oken na pěti různě širokých fasádách se zdá díky vnitřní dispozici zcela náhodné. Na konci výstupu na návštěvníka čeká překvapení v podobě horní společenské místnosti vysoké přes dvě podlaží, opět s krbem, ale hlavně s velikánským oknem, které otvírá úžasný výhled na okolní hory a dolů do Itálie na celé údolí Bregaglia. Forma objektu je poněkud abstraktní a svou posunutou geometrií připomíná nahodilou avšak velmi hustou zástavbu okolních vesnic. Nová moderní věžovitá stavba z monolitického betonu má velmi blízko ke kamenným věžím „roccoli“, které lze potkat v severní Itálii a v okolí Lugana. Hrbolatá, kropenatá fasáda domu je ze stříkaného betonu, který byl nanášen pod silným tlakem ihned po odbednění monolitické betonové konstrukce (obr. 2 a 3). Pokud se na hrubé fasádě zachytí mechy a lišejníky a modřínové okenice zešednou až zezelenají působením vody, větru a slunce, nic se neděje. Objekt se jen více ponoří do okolní zástavby – projekt s jeho stárnutím počítal. V rámci celkové rekonstrukce původní vily se dočkala modernizace i kuchyně a přilehlá jídelna (obr. 4). V kuchyni je nová betonová kuchyňská linka a v jídelně rovněž betonový příborObr. 1

Půdorys typického podlaží villy Garbald [1]

Obr. 2 Hrubá stavba [1] Obr. 3 a) jihozápadní fasády, b) pohled ze zahrady

2


1

3a

5/2007

3b

59

P PR EOKF TI LR YU M S SPECTRUM

4a

4b

4c

Obr. 4 a, b) kuchyně s betonovou linkou, c) jídelna s betonovým krbem

ník a jednoduchý krb. Pro mladou paní pečící koláče k svačině byl beton použitý i k zařízení kuchyně a jídelny stejně přirozený jako kámen, který se všude okolo používal ve stavbách od nepaměti. Villa Garbald je místem setkání více významů: setkávají se zde vědci z univerzity a v diskuzích hledají řešení svých problémů a setkávají se zde dvě architektury – Semperova abstraktní a teoretická s citlivým vyjádřením našich součastníků, jež reflektuje staleté souvislosti místa (www.garbald.ch). MUZEUM „NA MOSTĚ“ Vybudovat muzeum, zvláště muzeum moderního umění, není jednoduchý úkol. Vyžaduje to specifické znalosti o požadavcích na takové prostory, značnou dávku nekonvenčního myšlení a odvahy. Idea muzea umění v Maccagnu, malém městečku s dvěma tisícovkami obyvatel v provincii Varese na břehu Lago di Maggiore, Itálie, vznikla už v roce 1977. Prostředí zde bylo ještě čisté, nezatížené průmyslem a o oblast se postupně, vzhledem k blízkosti švýcarské hranice, krásnému jezeru a okolním horám, začínali stále více zajímat turisté z celé Evropy. V té době přišla skupina výtvarníků s návrhem vybudovat zde, daleko od velkých měst, kulturní centrum. Po odsouhlasení projektu představiteli 5

60

místní samosprávy byla založena nadace, díky jejíž finanční podpoře bylo v roce 1998 otevřeno jedno z mála italských muzeí umění vybudovaných v 2. polovině 20. století. Ideový návrh objektu zpracoval římský architekt Maurizio Sacripanti (1916 až 1996), autorem statického návrhu železobetonové konstrukce je inženýr Giuseppe Noris (1924 až 1989) a interiéry navrhnul římský architekt Riccardo Colella. Pro stavbu bylo vybráno místo při ústí říčky Giona do jezera. Výstavba muzea se sice protáhla na dlouhých sedmnáct let, ale ještě před dokončením získala tato ojedinělá „mostní“ konstrukce v roce 1992 prestižní národní architektonickou cenu. Soutěžní komise uvedla, že architekt Sacripanti vytvořil v Maccagnu živý organismus zcela integrovaný mezi přírodní prvky (vodu, vzduch, oblohu a stromy) – novou přirozenou a neoddělitelnou součást místa. Ocenila rovněž použití betonu jako hlavního stavebního materiálu i pro zpracování detailů, kde vynikla jeho přirozená krása vytvářející přechod mezi umělým a přírodním stavebním materiálem. Tvarová a objemová kompozice budovy v nádherné kombinaci s hrou světla přímého i odraženého ve výstavních prostorách vytvářejí neopakovatelný zážitek pro všechny návštěvníky (www.museoparisivalle.it). Obr. 5 Pohled „proti vodě“ na mostní konstrukci Muzea moderního umění v Maccagnu Obr. 6 Šikmá fasáda muzea 6


5/2007

SPP RE O K TF R I LUEM S SPECTRUM

7

STEINKIRCHE (KAMENNÝ KOSTEL V) CAZIS Cazis (1 600 obyvatel) je malé městečko ve středním Švýcarsku, v kantonu Graunbünden, leží asi 20 km jižně od Churu směrem na sedlo San Bernardino. Evangelická farnost zde byla založena kolem roku 1968. Farníci zpočátku neměli vlastní kostel, na větší bohoslužby se scházeli buď v nedalekém Thusis nebo v místním katolickém kostele a postupně se skládali na vlastní svatostánek. Podle zadání ke studii z roku 1994 měl být nový kostel navržen pro 240 věřících a hlavní prostor se měl dát snadno rozdělit na tři samostatné části. Na projektu začal v roce 1995 pracovat architekt Werner Schmitt z Trunu. Jeho návrh se skládal ze tří „ohlazených kamenů“ – betonových síní, které byly spojeny dřevěnou chodbou z jedné strany 10 zakončenou sakristií a z druhé šatnou s toaletami. Vedle kostela bude stát samostatná dřevěná zvonice. Rozpočet na stavbu činil 3,9 mil. CHF, z poloviny na něj přispěla kostelní pokladna kantonu a zbytek byl hrazen ze zisku z prodeje církevní půdy a ze sbírky farníků. Stavět se začalo v dubnu 1996 a hned první etapa – výstavba bednění patřila k nejnáročnějším. Dvojitá přesně tvarovaná forma byla sestavena ze 108 dřevěných plošných prvků s různou křivostí. V nejtenčím místě má betonová „slupka“ tloušťku pouze 150 mm. Mezi povrchy bednění byla umístěna výztuž.

8

V lednu roku 1998 proběhla v rozestavěném kostele s provizorním topením švýcarská biskupská konference, jíž předcházely ekumenické konzultace k sociálnímu a hospodářskému rozvoji Švýcarska. Kostel se stal ještě před dokončením oblíbeným kulturním centrem obce. Vedle mší se zde konají divadelní představení, koncerty, výstavy obrazů i meditativní setkání. Vybavení interiéru a spojující chodbu ze dřeva a skla navrhnul architekt Diederik Peper z Churu. Kostel byl po dokončení slavnostně otevřen v lednu 2002 (www.cazis.ch). Jana Margoldová

fotografie 3 až 7 a 10, 11 z archívu autorky Obr. 7 Evangelický kostel v Cazis Obr. 8 Půdorys kostela [2] Obr. 9 Ramenáty bednění monolitické konstrukce [2] Obr. 10 Interiér kostela Obr. 11 Přístupová chodba

Literatura: [1] Nurmi T.: Asuintaloja betonista – arkkitehdit Miller & Maranta, BETONI 2/2007, pp. 20-29 [2] Materiály Evangelische Kirchgemeinde Casis

9


11

5/2007

61

SPEKTRUM SPECTRUM

REŠERŠE STUDIE

ZE ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ

O NOVÝCH ŽELEZOBETONOVÝCH

K O N S T R U K C Í C H P O U Ž Í V A J Í C Í C H U LT R A V Y S O K O P E V N O S T N Í

(U F C) – V ÝZVA PRO P OUŽÍVÁN Í 200 M PA U F C PRO KONSTRUKCE BUDOV ODOLNÉ

VLÁKNOBETON

P R OT I Z E M Ě T Ř E S E N Í

Shunsuke Sugano, Hideki Kimura, Kazuyoshi Shirai Článek popisuje seismické chování nových železobetonových staveb používajících extrémně vysokopevnostní vláknobeton s pevností v tlaku až 200 MPa. K získání základních dat o chování sloupů a rámů v konstrukcích postavených z UFC a vystavených seismickému zatížení byla uskutečněna série zkoušek. Vyhodnocení výsledků zkoušek potvrdilo, že: 1) UFC, v zásadě křehký materiál, může být v sloupech sevřen vysokopevnostní příčnou výztuží/třmínky (dostupnou na japonském trhu), 2) pokud jsou ZVÝŠENÍ

T RVA N L I V O ST I Ž E L E ZO B E TO N OV ÝC H PRVKŮ

NAMÁHANÝCH OHYBEM UŽITÍM VYSOKOPEVNOSTNÍHO B E T O N U S M A LÝ M S M R Š T Ě N Í M

Makoto Tanimura, Ryoichi Sato, Yoichi Hiramatsu Cílem článku je ukázat význam autogenního smršťování pro užitné vlastnosti nosníků z vysokopevnostního betonu namáhaných ohybem. Pozornost je zaměřena také na vysokopevnostní betony vyráběné s použitím rozpínavých přísad a/nebo chemických látek zabraňujících smršťování nebo Portlandského cementu bohatého na Belit (s nízkým hydratačním teplem), jejichž nízké smrštění zlepšuje ohybové chování nosníků. Z hlediska návrhových rovnic tento článek předkládá nový postup pro vyhodnocení šířky ohybových trhlin a deformace železobetonových nosníků zohledňující deformace nosníku v raném stáří betonu před O V Ě Ř O V A C Í Z K O U Š K Y B E T O N U C 10 0 V D U B A I Shusuke Kuroiwa, Yoshitaka Inoue, Kensuke Fujioka, Adel William Použití vysokopevnostního betonu pro stavbu mrakodrapů v Dubai je z mnoha ohledů výhodné. Proto byly zkoumány vlastnosti betonu s pevností v tlaku 100 MPa vyráběného z materiálů dostupných v okolí stavby. Byly sledovány vlastnosti čerstvého betonu a zatvrdnutého betonu na vzorcích a na prvcích konstrukce. Testy potvrdily, že zpracovatelnost betonu byla dobrá, vlast-

Journal of Advanced Concrete Technology: Study of New RC Structures Using Ultra-High-Strength Fiber-Reinforced Concrete (UFC) – The Challenge of Applying 200 MPa UFC to Earth-quake Resistant Building Structures, June 2007, Vol. 5, No. 2, str. 133 až 147

zatížením. Experimentální výsledky ukazují, že autogenní smršťování HSC významně ovlivňuje zvětšování šířky trhlin a deformaci železobetonových nosníků, zatímco LS-HSC výrazně zvyšuje jejich trvanlivost. Tento koncept, který zohledňuje změny napětí v tažené výztuži a změny křivosti v porušené části před a po zatížení, je efektivní pro vysvětlení vlivu smršťování a objemových změn betonu před zatížením na mezní šířku trhlin a ohybovou deformaci železobetonových nosníků. Předkládaný návrh výpočtu mezní šířky trhlin a ohybové deformace, který je porovnáván s konvenčními rovnicemi, ukazuje velmi dobrou shodu s výsledky experimentu. Journal of Advanced Concrete Technology: Serviceability Performance Evaluation of RC Flexural Members Improved by Using Low-Shrinkage High-Strength Concrete, June 2007, Vol. 5, No. 2, str. 149 až 160

nosti čerstvého betonu jsou zachovány s malými změnami po požadovaný čas, a že ztvrdlý beton má dobré mechanické vlastnosti a trvanlivost. Zkoušky vzorků také ukázaly, že pevnost v tlaku a modul pružnosti jádrových vývrtů byly vyhovující pro beton s pevností v tlaku 100 MPa.

Journal of Advanced Concrete Technology: Performance Confirmation Tests on C100 Concrete in Dubai, UAE, June 2007, Vol. 5, No. 2, str. 171 až 180

V TLAKU

od zemětřesení a větru byla vyšetřována pomocí nelineárních statických 3D analýz. Analytické výsledky ukazují, že parametry budovy vyhověly návrhovým kritériím pro mezní stavy použitelnosti a únosnosti.

Článek předkládá návrh osmdesátipodlažní výškové budovy s použitím extrémně vysokopevnostního betonu s pevnostmi v tlaku až 200 Mpa. Odezva konstrukce na vnější zatížení

Journal of Advanced Concrete Technology: Structural Design of 80-Story RC High-Rise Building Using 200 MPa Ultra-High-Strength Concrete, June 2007, Vol. 5, No. 2, str. 181 až 191

N Á V R H K O N S T R U K C E O S M D E S ÁT I P O D L A Ž N Í VÝŠKOVÉ BUDOVY S POUŽITÍM EXTRÉMNĚ VYSOKOPEVNOSTNÍHO BETONU S PEVNOSTMI

200 MPA Hideki Kimura, Tadao Ueda, Kazuo Ohtake, Atsushi Kambayashi

62

sloupy sevřeny vysokopevnostními třmínky, vykazují i pod velmi vysokým osovým tlakem stabilní seismické chování, 3) ocelová vlákna přidaná do UFC významně zvyšují smykovou odolnost sloupů i rámů. Analytická studie objasnila, že smykové chování sloupů a rámů může být zlepšeno cíleným přidáním ocelových vláken pro zvýšení tahové odolnosti UFC. Výsledky projektu jsou využívány pro návrhy postupů navrhování a výstavby prvků a konstrukcí z UFC.


5/2007

SPEKTRUM SPECTRUM

PR EC IZN Í R E NOVAC E B ETON U NA LETIŠTI EAST MIDLANDS Bryan Smith, Tarmac CMS Pozament

Concrete For the Construction Industry: Precision concrete refurbishment at East Midlands Airport, July 2007, Vol. 41, No. 6, str. 45 až 46

Obr. 1 Exkavátor rozrušuje betonovou desku 12 x 4 m

Výjimečný rychle tuhnoucí PQ-X cement společnosti Tarmac CMS Pozament byl použit firmou MJS Construction při rozsáhlých rekonstrukcích pojezdové dráhy na letišti East Midlands. PQ-X cement je cement dosahující velmi brzy vysoké pevnosti. Může být míchán s běžným kamenivem jako transportbeton nebo beton vyrobený na stavbě s provzdušněním vyhovující specifikaci BAA. Čtrnáctidenní renovační program realizovaný v únoru 2007 vyžadoval výměnu více než 850 m2 pojezdové betonové dráhy. Firma MJS Construction měla každý den pouze 12 h na vylámání 50 m2 350 mm tlusté betonové desky a její obnovu za pomoci PQ-X cementu. Článek předkládá podrobný časový harmonogram prací. Každý den se začínalo v 8 h vylámáním desky o rozměrech 12 x 4 m, v 10 h byl prostor již zcela čistý, starý beton odvezený a prostor připravený pro další práce, které následovaly s vojenskou přesností. Nová betonová deska byla v 17 h kompletní a během následujících třech hodin dosáhl PQ-X beton pevnosti v tlaku větší než 20 N/mm2 (po 28 dnech to bylo 65 N/mm2). Ve 20 h byla podle plánu pojezdová dráha otevřena pro letadla. 1

ČESKÁ NOBELOVA

Obr. 2 Dvě vrstvy ocelových výztužných sítí vložené do rekonstruovaného pole pojezdové dráhy Obr. 3 Finální povrchové úpravy

2 3

CENA

Ocenění Česká hlava pro nejvýznamnější osobnosti české vědy a techniky vláda uděluje na základě doporučení Rady pro výzkum a vývoj za celoživotní dílo. Mezi letošními dvanácti nominovanými osobnostmi jsou i dva stavební inženýři, kteří významně přispěli k rozvoji betonového stavebnictví nejen v České republice – oba patří k uznávaným odborníkům i ve světovém měřítku • Dr. Vladimír Červenka – počítačová simulace reálného chování betonových konstrukcí • Prof. Jiří Stráský – visuté a zavěšené soustavy, zejména mostní konstrukce Odborná porota zasedne 21. října. Vítězní laureáti 6. ročníku budou oznámeni na tiskové konferenci, která se bude konat 22. listopadu na Úřadu vlády České republiky. Slavnostní galavečer „Slavní slavným“ uvede Česká televize v sobotu 24. listopadu ve 21:00 hod na programu ČT1. připravila redakce dle HN


5/2007

63

SEMINÁŘE, SEMINÁŘE,

KONFERENCE A SYMPOZIA

KON FE R E NC E A SYM P OZIA V

ČR

ČSN EN 1991 Školení Termín a místo konání: 19. října 2007, Masarykova kolej, Praha 6 Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbsbeton.eu ČSN EN 1992 Školení Termín a místo konání: 22. a 29. října 2007, Masarykova kolej, Praha 6 Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbsbeton.eu SANACE A R EKONSTR U KCE STAVEB 2007 9. konference WTA CZ Termín a místo konání: 24. a 25. 10 2007, VŠB-TU Ostrava, tř. 17. listopadu 15/2172, Ostrava-Poruba Kontakt: [email protected], www.wta.cz EXP ER I M ENT 07 – V Ý ZNAM NÝ ZDROJ POZNÁN Í A VER I F I K ACE M ETOD NAVR HOVÁN Í NOSNÝCH STAVEB N ÍCH KONSTR U KCÍ Mezinárodní konference Termín a místo konání: 25. a 26. 10 2007, VUT Brno Kontakt: www.kdk.fce.vutbr.cz/experiment07 B Í LÉ VANY Školení Termín a místo konání: 1. listopadu 2007, Hotel Olympik, Praha 8 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 NON-TR ADITIONAL CEM ENT AN D CONCR ETE 3. mezinárodní sympozium • geopolymers • alkali-activated composites • clinker-free concrete • concrete with mineral and chemical admixtures • high performance concrete • durability of non-traditional cocncrete • sustainable development in NTCC • damage and fracture in non-traditional concrete • quality control of non-traditional concrete • structures from non-traditional concrete Termín a místo konání: 10. až 12. června 2008, Brno Kontakt: Vlastimil Bílek, ZPSV, a. s., Križíkova 68, 660 90 Brno, tel./fax: 532 045 582, e-mail: [email protected], www.fce.vutbr.cz/stm/fracture/symposium2008/default.htm ZAHRANIČNÍ

KON FE R E NC E A SYM P OZIA

B ETÓNOVÉ VOZOVKY 2007 Mezinárodní konference Termín a místo konání: 8. listopadu 2007, Doprastav, a. s., Bratislava, Slovenská republika F I R E DESIGN OF CONCR ETE STR UCTU R ES: F ROM MATER IALS MODELLI NG TO STR UCTU R AL P ER FOR MANCE fib TG 4.3 Workshop Termín a místo konání: 8. až 9. listopadu 2007, Coimbra, Portugalsko Kontakt: [email protected], fib2007.dec.uc.pt 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 I NSP ECTION, AP P R AISAL, R EPAI RS & MAI NTENANCE OF STR UCTU R ES 11. mezinárodní konference Termín a místo konání: 14. až 17. listopadu 2007, Rocks Hotel, Kyrenia, Severní Kypr Kontakt: www.cipremier.com, více www.betontks.cz 5 TH I NTER NATIONAL WOR KSHOP Termín a místo konání: 28. až 29. listopadu 2007, Ghent, Belgie Kontakt: [email protected] B ETONSTR ASSENTAGU NG 2007 – DI E B ETON DECKE H EUTE U N D MORGEN Termín a místo konání: 21. listopadu 2007, Vídeň, Rakousko 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/, více www.betontks.cz 52. B ETONTAGE Termín a místo konání: 12. až 14. února 2008, Neu-Ulm, Germany Kontakt: [email protected], www.betontage.com F I RST SPAN ISH CONGR ESS ON SELF-COM PACTI NG CONCR ETE – HAC 2008 Termín a místo konání: 18. a 19. února 2008, Valencia, Španělsko Kontakt: www.hac2008.es

64

U LTR A H IGH P ER FOR MANCE CONCR ETE 2. mezinárodní sympozium • composition of UHPC • strength and deformationbehaviour of UHPC • durability of UHPC • design and construction of UHPC • other topics of UHPC Termín a místo konání: 5. až 7. března 2008, Kassel, Německo Kontakt: Mrs. Simone Stürwald, University of Kassel, Inst. of SE, Dept. of CE, FB14, Kurt-Wolter-Str. 3, 34125 Kasse, Germany, tel.: +49 561 804 2683, e-mail: [email protected] B ETONTAG 2008 Rakouské betonářské dny Termín a místo konání: 24. a 25. dubna 2008, Vídeň, Rakousko Kontakt: www.concrete-austria.com SAF E, AF FOR DAB LE, AN D EF F ICI ENT Konference o betonových mostech 2008 Termín a místo konání: 4. až 6. května 2008, Hyatt Regency, St. Louis, Missouri, USA Kontakt: www.nationalconcretebridge.org TAI LOR MADE CONCR ETE STR UCTU R ES: N EW SOLUTIONS FOR OU R SOCI ET Y fib sympozium Termín a místo konání: 19. až 21. května 2008, Amsterdam, Nizozemsko Kontakt: e-mail: [email protected], www.fib2008amsterdam.nl TH E CONCR ETE F UTU R E 3. mezinárodní konference Termín a místo konání: 21. až 23. května 2008, Yantai, China Kontakt: www.cipremier.com N ET WOR KS FOR SUSTAI NAB LE ENVI RON M ENT AN D H IGH QUALIT Y OF LI F E Termín a místo konání: 22. až 25. května 2008 Kontakt: www.secon.hr 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], více www.betontks.cz ANALY TICAL MODELS AN D N EW CONCEPTS I N CONCR ETE AN D MASON RY STR UCTU R ES 6. mezinárodní konference Termín a místo konání: 9. až 11. června 2008, Lodz, Polsko Kontakt: www.amcm2008.p.lodz.pl TH I N WALLED STR UCTU R ES 5. mezinárodní konference Termín a místo konání: 18. až 20. června 2008, Surfers Paradise, Gold Coast, Australia Kontakt: [email protected] FOOTB R I DGE 2008 3. mezinárodní konference Termín a místo konání: 2. až 4. července 2008, Porto, Portugalsko Kontakt: e-mail: [email protected], www.footbridge2008.com IAB MAS‘08 – B R I DGE MAI NTENANCE, SAF ET Y AN D MANAGEM ENT 4. mezinárodní konference Termín a místo konání: 13. až 17. července 2008, Seoul, Korea Kontakt: www.iabmas08.org F R P COM POSITES I N CIVI L ENGI N EER I NG 4. mezinárodní konference Termín a místo konání: 22. až 24. července 2008, Zurich, Switzerland Kontakt: www.cice2008.org 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 CR EEP, SH R I N K AGE AN D DU R AB I LIT Y OF CONCR ETE AN D CONCR ETE STR UCTU R ES – CONCR EEP 8 8. mezinárodní konference Termín a místo konání: 30. září až 2. října 2008, Ise-Shima, Japan Kontakt: http://concrete-lab.civil.nagoya-u.ac.jp/concreep8/ 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 Center Hotel, Tokio, Japonsko Kontakt: [email protected], www.jci-web.jp/8HSC-HPC/, více www.betontks.cz CONCR ETE – 21ST CENTU RY SU P ER H ERO fib sympozium Termín a místo konání: 29. června až 1. července 2009, Londýn, Velká Británie Kontakt: fib group UK, c/o The Concrete Society, www.concrete.org.uk IABSE SYM POZI U M Termín a místo konání: 13. až 18. září 2009, Bangkok, Thajsko


5/2007

CÍL A NÁPLŇ 14. BETONÁŘSKÝCH DNŮ Konference Betonářské dny má po realizovaných 13 ročnících pevné postavení mezi tuzemskými konferenčními akcemi v oboru stavebnictví, a to jednak svojí odbornou úrovní, jednak celkovým rozsahem odborného programu. Na významu ale získává stále více i bohatá společenská stránka konference, tradiční dva svým charakterem odlišné společenské večery, tematické odborné výstavy, projekce a dostatečný časový prostor i příjemné zázemí. To vše dohromady poskytuje vynikající příležitost k přátelským, odborným i obchodním setkáním v závěru roku všem, kdo se pohybují profesně v oboru betonu, betonových konstrukcí a betonového stavebnictví. Vysoká prestiž Betonářských dnů je opakovaně podporována také záštitami hned několika ústředních státních orgánů a rostoucím počtem významných zahraničních účastníků. Pořadatel a organizátor se zároveň vytrvale snaží přicházet vždy s něčím novým a zdokonalovat tak charakter i úroveň organizace celé akce. Betonářské dny jsou tradičně výroční, průřezovou a bilanční konferenční akcí, která si klade v odborné rovině za cíl seznámit účastníky s nejvýznačnějšími betonovými konstrukcemi uplynulého roku v České republice a s nejdůležitějšími novinkami v oblasti navrhování i provádění betonových konstrukcí. Podobně tomu bude i v letošním roce 2007. Česká betonářská společnost ČSSI jako pořadatel a ČBS Servis, s. r. o., jako organizátor konference se opět budou snažit, aby se očekávaných 750 účastníků 14. Betonářských dnů cítilo v Hradci Králové dobře a po skončení konference se rozjíždělo s množstvím podnětných technických informací, novými a posílenými obchodními kontakty a celkově s pocitem smysluplně investovaných dvou dnů. V programu přednášek vystoupí význační zahraniční odborníci. Mimořádnou osobností je především Dr. Hans-Rudolf Ganz, technický ředitel VSL a současný prezident fib – Mezinárodní federace pro konstrukční beton. Do osmi vyhlášených tematických sekcí bylo zasláno přes 100 anotací, předneseno bude téměř 50 přednášek, dalších cca 30 prezentací se očekává v sekci posterů. Z programových novinek je na místě připomenout novou sekci Český beton v zahraničí – projekty a realizace mimo území ČR, jejímž smyslem je představit účastníkům Betonářských dnů projekty a stavby, na kterých se podílejí naši odborníci v rámci zahraničních stavebních projektů. Velký prostor bude věnován již tradičně odborným diskuzím. Většina přednášek bude opět tlumočena z/do angličtiny.

KONEČNÁ POZVÁNKA

P

TLUM ROGR AM

ZÁŠTITA NAD 14. BETONÁŘSKÝMI DNY RNDr. Martin Bursík, místopředseda vlády a ministr životního prostředí ČR, Ing. Martin Říman, ministr průmyslu a obchodu ČR, Ing. Pavel Bradík, hejtman Královéhradeckého kraje, Ing. Otakar Divíšek, primátor města Hradec Králové, Ing. Václav Matyáš, prezident Svazu podnikatelů ve stavebnictví v ČR

OČEN Č

EŠTINA

⇔ ANG

LIČTINA

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

Konference s mezinárodní účastí

14. BETONÁŘSKÉ DNY 2007 a výstava BETON 2007

konané pod záštitou RNDr. Martina Bursíka, místopředsedy vlády a ministra životního prostředí ČR, Ing. Martina Římana, ministra průmyslu a obchodu ČR, Ing. Pavla Bradíka, hejtmana Královéhradeckého kraje, Ing. Otakara Divíška, primátora města Hradec Králové, Ing. Václava Matyáše, prezidenta Svazu podnikatelů ve stavebnictví v ČR

TEMATICKÉ SEKCE KONFERENCE ■ Vyzvané přednášky ■ Novinky a trendy v navrhování betonových konstrukcí ■ Technologie výstavby betonových konstrukcí ■ Pohledový a architektonický beton ■ Významné realizace – budovy ■ Významné realizace – mosty, tunely a další inženýrské konstrukce ■ Český beton v zahraničí – projekty a realizace mimo území ČR ■ Betonářské kino 2007 – filmy s tematikou betonu a betonových staveb VĚDECKÝ VÝBOR Ing. Milan Kalný, předseda | Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc. | Ing. Jan Kupeček | Ing. Michal Mikšovský Prof. Ing. Jaroslav Procházka, CSc. | Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA | Prof. RNDr. Ing. Petr Štěpánek, CSc. Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc. TERMÍN A MÍSTO KONÁNÍ 14. Betonářské dny 2007 se uskuteční 28. a 29. listopadu 2007 v KC Aldis v Hradci Králové ORGANIZÁTOR ČBS Servis, s. r. o. Samcova 1, 110 00 Praha 1 Tel.: 222 316 173, 222 316 195, Fax: 222 311 261, [email protected], www.cbsbeton.eu

28. a 29. listopadu 2007 Hradec Králové, Kongresové centrum ALDIS

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

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

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 T ECHNOLOGIE BETONU

Recommend Documents