2009 M ATERIÁLY A TECHNOLOGIE

2/2009

M A T E R I Á LY

A T E C H N O LO G I E

SVAZ VÝROBCŮ CEMENTU ČR K Cementárně 1261, 153 00 Praha 5 tel.: 257 811 797, fax: 257 811 798 e-mail: [email protected] www.svcement.cz

3 / S - G R-C :

KLO VLÁKNOBETON E NOVÁ CESTA KE ZLEPŠENÍ ČISTOTY FASÁD A KVALITY OVZDUŠÍ NAŠICH MĚST

50/ B

16/ Ú

10/ F

3 7/ Z

20/ Z

60/ Ú

ETONOVÉ PODLAHY A SMRŠŤOVÁNÍ BETONU

ČINNOST SANAČNÍCH POSTUPŮ ZALOŽENÝCH NA KRYSTALIZAČNÍCH MATERIÁLECH

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

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

HUTŇOVANIE ČERSTVÉHO BETÓNU VIBRACIOU A FYZIKÁLNA INTERPRETÁCIA RÔZNYCH DRUHOV ZLOŽENÉHO KMITANIA

ELENÝ MOST

NOSNOST SPŘAŽENÝCH BETONOVÝCH STROPNÍCH DESEK V MONTÁŽNÍM STADIU ZMONOLITNĚNÍ

6 6 / OČ B S –

DBORNÁ EXKURZE

HONGKONG 2009

Ro Ročník: devátý Č Číslo: 2/2009 (vyšlo dne 14. 4. 2009) V Vy Vychází dvouměsíčně Vy Vydává BETON TKS, s. r. o., pro: Sv Svaz výrobců cementu ČR Sv Svaz výrobců betonu ČR Če Českou betonářskou společnost ČSSI Sd Sdružení pro sanace betonových konstrukcí

OBSAH

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

ÚVODNÍK

Redakční rada: Doc. Ing. Vladimír Benko, PhD., Doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc., Ing. Jan Gemrich, Prof. Ing. Petr Hájek, CSc. (předseda), Prof. 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.

/2

Michal Števula

Z OSI LŇOVA N I E

TÉMA

ŠTÍ H LYC H ŽE LEZOB ETÓNOV ÝC H

STĹP OV S P OUŽITÍ M KOM P OZITNÝC H

S K LOVL Á K N O B E TO N e-GRC:

MATE R IÁLOV NOVÁ C ESTA

/42

Katarína Halászová, Juraj Bilčík

K E ZLE PŠE N Í Č ISTOT Y FASÁD A KVALIT Y OVZDUŠÍ

P E R F OR MA NC E - BASE D

NAŠIC H M ĚST

/3

Peter J. M. Bartos

NAVR HOVÁN Í

B ETONOV ÝC H KONSTR U KC Í A SPEC I FI K AC E B ETO N U

S TAV E B N Í

F É LIX C A N DE L A – Jiří Stráský

STAVITE L , I NŽE NÝR , U M Ě LEC

/10

/16

Jiří Pazderka

M AT E R I Á L Y Z H U TŇOVA N I E

Jan Gemrich

/27

VPLY VU ROZPT ÝLE N E J V ÝSTU ŽE

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

/58

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

V TL AKU

SPŘ AŽE NÝC H B ETONOV ÝC H

/28

Peter Briatka, Patrik Ševčík P OM N Í K U

/36

EKOLOGIE

R EŠE RŠE

HYDROXI DU VÁ PE NATÉ HO V B ETON EC H

–

DŮ LEŽIT Ý FA KTOR

PŘ I P O S U ZOVÁ N Í ŽIVOTNOSTI B ETONOV ÝC H KONSTR U KC Í

Pavla Rovnaníková, Břetislav Teplý

/57

ZE Z AH R A N IČ N ÍC H ČASOPISŮ

S E M I NÁ Ř E ,

/57

/38

/72

KO N FE R E NC E A SYM P OZIA

FIREMNÍ /37

A VÝZKUM

SE SI LI K ÁTOV ÝM I PŘ Í M ĚSM I

O DBOR NÁ EXKU RZE ČBS – H ONG KONG 2009 Vlastimil Šrůma /66

R EC E NZE

P A L AC K É H O

MOST

/60

AKTUALITY

NA VL ASTNOSTI B ETÓN U

P R E Z E N TAC E

EPSTAL Betosan Ing. Software Dlubal NEKAP Mott MacDonald Fibertex SSBK VSL DYWIDAG PREFA

BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

/9 /19 /23 /27 /35 /55 /3. /3. /4 .

STR. OBÁLKY STR. OBÁLKY STR. OBÁLKY

2/2009

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

/50

SPEKTRUM /20

H ODNOT E N I E

Ú NOSNOST

B ETON U

Jiří Šmejkal

Č E RST VÉ HO B ETÓN U VI B R AC IO U

Kamil Čverha

O BSAH

C E RT I F I K AC E

ZMONOLIT N Ě N Í

ZLOŽE N É HO K M I TA N I A

VĚDA

•

STROPN ÍC H DESE K V MONTÁŽN Í M STA DI U

A TECHNOLOGIE

A F YZI K Á LNA I NTE R PR ETÁC IA RÔZNYC H DR U HOV

Z E LE NÝ

J AKOST

M ODU L PR UŽNOSTI VS . PEVNOST Petr Misák, Tomáš Vymazal

SA NAČ N ÍC H P OSTU PŮ Z A LOŽE NÝC H

NA KRYSTA LIZ AČ N ÍC H MATE R IÁLEC H

Z A LOŽE N Í V P R A ZE

NORMY •

B ETONOVÉ P O DL AHY A SM RŠŤOVÁ N Í Petr Tůma, Jiří Dohnálek

SAN ACE Ú Č I N NOST

/46

Břetislav Teplý

KONSTRUKCE

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, 604 237 681, 602 839 429 e-mail: [email protected] [email protected] Roční předplatné: 540 Kč (+ poštovné a balné 6 x 30 = 180 Kč), cena bez DPH 21 EUR (+ poštovné a balné 7,20 EUR), cena bez DPH, studentské 270,- Kč (včetně poštovného, bez DPH) Vydávání povoleno Ministerstvem kultury ČR pod číslem MK ČR E-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: Monolitická železobetonová stěna s otvory po spřahovacích tyčích bednění foto: Kateřina Margoldová BETON TKS je přímým nástupcem časopisů Beton a zdivo a Sanace.

1

ÚVODNÍK EDITORIAL

VÍTEJTE

V JARU!

Kalendář říká, že zima je již za námi. Počasí se „na nás“ směje prostřednictvím slunečných půldnů a posléze se „nám“ směje a vysmívá chladnou sněhovou přeháňkou. Znovu prokazuje, že mu neporučíme ani my, ani zmíněný kalendář a předkládá nám kaleidoskop zážitků a vjemů. Něco podobného – kaleidoskop či střípky – Vám nabízím teď i já. O architektuře. V londýnské Barbican Art Gallery probíhá výstava Le Corbusier – The Art of Architecture. Známé jméno známého člověka. Možná Vás překvapí, že slavný architekt, teoretik, malíř a spisovatel se narodil s jiným příjmením a známé jméno je jen pseudonymem. Jeho současníky kritizované prohlášení „Dům je stroj na bydlení“ bylo vytrženo ze souvislostí a celá myšlenka zní: „Oblíbili jsme si volný prostor a plné světlo. Dům je stroj na bydlení. Musí to být lázeň slunce, voda, hygiena. Je na nás abychom postavili města vybavená nejnutnějším komfortem, neboť kdyby se ho nadále nedostávalo, mohlo by to porušit rovnováhu společnosti.“ Řekněte sami, je-li možné nechtít bydlet v podobném „stroji“? Pro ty z Vás, kteří do 24. května navštíví Londýn, to může být námět pro volné odpoledne. Le Courbusierovy myšlenky jsou hrubě aktuální i po mnoha desetiletích od jejich zformulování. O historii. 29. května si můžeme připomenout 74. výročí dokončení betonáží na Hooverově přehradě. Jejich zahájení 6. června 1933 odstartovalo dvouletý maraton, při kterém bylo, do v té době největší přehrady světa, použito 3 364 000 m3 betonu, více než 5 mil barelů Portlandského cementu a 20 430 t výztuže. Přehrada byla betonována po blocích ve svislých pásech, které měly proměnlivou plochu od 2,3 m2 u paty hráze po 5,6 m2 u její koruny. Jednotlivé bloky byly propojeny spoji ve vodorovném i svislém směru pomocí zámků jako „obří Lego“. Rychlost betonáže byla v každém bloku omezena maximální výškou 1,5 m za 72 hod. Následně byl beton ochlazován vodou pomocí soustavy ocelových trubek vložených do betonu. Trubky měly průměr 1 palce a celkovou délku 950 km. Voda byla míchána s ledem dodávaným ledárnou vybudovanou pouze k tomuto účelu. Její výkon byl 1 000 t ledu/24 hod. Chlazení bylo ukončeno v březnu 1935. Některé odhady hovoří o tom, že v případě nechlazení by beton v tomto objemu chladl 125 let. Trhliny vzniklé vlivem smršťování byly vyplněny řídkou cementovou maltou pro dokonalé zmonolitnění celé konstrukce hráze. Všechny práce proběhly v době, kdy pojmy jako samozhutnitelný beton nebo čerpaný beton ještě čekaly na své zrození. Rovněž legislativa ve formě technických norem a předpisů byla z dnešního pohledu v plenkách. Zajímavé je, že stavbu, která se realizovala v době vysoké nezaměstnanosti v důsledku celosvětové hospodářské krize, schválil kongres již v roce 1928, tedy před Velkou krizí. To bylo zřejmě jejím štěstím. Je otázkou spekulací, kdy a jak by bylo toto mimořádné dílo postaveno, pokud by rozhodnutí kongresu mělo přijít později. O krizi. V Národním muzeu můžeme až do 6. července shlédnout expozici výstavy Republika. Podle mého soudu se jedná o mimořádně dobře připravenou akci a smekám před všemi, 2

kteří k tomu přispěli. Z mnohých zajímavostí mě zaujala tato: Velká hospodářská krize nastartovaná „Černým pátkem“ 25. října 1929 na New Yorské burze se Československé republiky dotkla až v roce 1933 vypuknutím úvěrové krize. Intervence vlády byla zejména ve formě státních zakázek na opevňovacích objektech. Financování bylo z velké části zajištěno vydáváním státních dluhopisů. Byla-li to cesta ke světlu na konci tunelu, není možné říci, neboť vyhodnocení účinnosti protikrizových opatření zabránil říjen 1938 a posléze březen 1939. Nastavení speciálních válečných rozpočtů a režimů proběhlo postupně ve všech zemích západního světa. Ergo, je otázkou, může-li se zkušeností s řešením rozsáhlé hospodářské krize vůbec někdo pochlubit. O výstavě. 22. února skončila pražská výstava Beton – povrch architektury, která byla umístěna v Sále architektů na Staroměstské radnici. Navázala na předchozí expozici v Brně v Galerii architektury v říjnu loňského roku. Každou z akcí navštívilo asi 800 lidí. V Praze pak i značná část zahraničních turistů, jak o tom svědčí zápisy v knize návštěv. Přesto, že mám vždy na mysli, že jsem postižen vlastním povoláním, betonu fandím více, než je zřejmě obvyklé, a tudíž očekávám, že reakce „nebetonářů“ budou vlažné a skeptické, byl jsem překvapen velkým množstvím pozitivních hodnocení ve zmíněné knize návštěv. Je ale potřeba si všimnout, že hodnoceny byly zdařilé hotové stavby, nebo-li kompletní výtvarná a architektonická díla, při jejichž realizaci byl významným způsobem uplatněn beton. Nikdo nechválil beton proto, že je to beton, ale proto, že byl použit vhodným způsobem. To je důležitá zkušenost pro komunikaci s běžnými uživateli staveb. O volbách. Čekají nás volby do Europarlamentu a pravděpodobně i do české dolní sněmovny. Kromě voleb mediálně žhavých je potřeba činit každý den volby v mnoha jiných věcech. V oblasti betonářské profese je to jednoznačně volba kvalitního řešení pro uživatele. Je to zdánlivě obtížnější, ale jediná možná cesta s dobrým výsledkem. Jenom tak je betonová konstrukce vnímána jako něco, co uživatel chtěl a s čím je spokojen, jak to popisují odstavce výše. Doufám, že Vás alespoň některý ze střípků zaujal. Přeju Vám hezké teplé jaro.


Michal Števula

2/2009

TÉMA TOPIC

SKLOVLÁKNOBETON e-GRC: NOVÁ CESTA KE ZLEPŠENÍ ČISTOTY FASÁD A KVALITY OVZDUŠÍ NAŠICH MĚST e-G R C : I M P R OV I N G A P P E A R A N C E O F C O N C R E T E B U I L D I N G S AND QUALITY OF URBAN ENVIRONMENT

PETER J. M. BARTOS Environmentálně aktivní beton vyztužený skelnými vlákny (e-GRC) je jeden z nejnovějších výsledků vývoje, který je ještě před zavedením na stavební trh. Po stručné historii vývoje GRC následuje popis vnitřní struktury tohoto možná nejkomplexnějšího ze stavebních materiálů. Článek vyzdvihuje nové, neočekávané vlastnosti GRC, k jejichž vývoji přispělo využití nanotechnologie. Zmenšení velikosti částic materiálů až na nanoměřítko často značně zlepšuje vlastnosti stávající nebo přináší vlastnosti zcela nové. Takto vylepšená fotokatalytická schopnost nano-částic oxidu titaničitého ve formě anatasu je zachována při přimíchání do cementu. Díky „aktivnímu TiO2“ jsou povrchy betonových prvků vystavené dennímu světlu silně fotokatalytické, z čehož vyplývají dvě výhody: mnohem lepší vzhled díky aktivní samočisticí schopnosti, a významné snížení koncentrace znečištění v okolním ovzduší. V praxi se „aktivní TiO2“ přimíchává do cementu, který potom lze použít pro jakýkoliv beton. Nejefektivnější, udržitelné využití fotokatalýzy nabízí e-GRC, protože GRC se používá především k výrobě tenkostěnných stavebních prvků s rozsáhlými vnějšími povrchy. Z toho důvodu představuje e-GRC ekonomický a udržitelný přístup, který umožňuje dosáhnout čistších betonových povrchů s jasnějšími barvami a zároveň významně snížit znečištění ovzduší uvnitř městské zástavby. Architekti tak získávají další nástroj pro navrhování a výstavbu „zelenějších“ budov. Výhody, které e-GRC nabízí, povedou ke značnému zvýšení využívání GRC a významně tak přispějí k zavedení udržitelnější praxe výstavby z betonu s přímým pozitivním dopadem na životní prostředí. Following a brief review of history of GRC and the complexity of its structure, the paper focuses on new, environmentally active glassfibre reinforced concrete: the e-GRC. Introduction of the e-GRC represents a very significant and novel contribution to concrete practice, at a stage when the proof of the concept has been obtained but the technology has not yet reached the construction marketplace. The e-GRC is the third successful application of nanotechnology in GRC, currently unmatched by any other common construction material. Reducing size of particles of a material to nano-scale often imparts new or enhances its existing properties. This is typical of nano-particles of titanium dioxide, which maintains its photocatalytic activity even when mixed with cement. External cement-based surfaces also become strongly photocatalytic, leading to a much better appearance through an active “de-soiling”/”self-cleaning” process and, surprisingly, to a significant reduction in concentration of pollutants in the surrounding air. In practice, the “active TiO2” is pre-mixed with cement, and can be added to any type of concrete. GRC is principally produced as thin-walled building elements with large exposed external surfaces – and as only surfaces are active, the e-GRC BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

provides the most efficient exploitation of the photocatalysis. The e-GRC thus offers an economical and sustainable way to achieve simultaneously long-lasting cleaner and brighter concrete surfaces and a significant reduction in pollution levels of surrounding urban environment. It provides architects with an additional tool to design and build genuinely “greener” and better-looking concrete buildings. The introduction of e-GRC has a potential to improve the poor general image of concrete, which tends to be associated with dirty buildings in polluted urban “concrete jungles”. Benefits offered by the e-GRC will lead to a substantially increased use of GRC in general and make a significant contribution to introduction of a more sustainable concrete construction with a direct, positive environmental impact. HISTORIE „TRADIČNÍHO“ G RC Vyztužení křehkého materiálu pomocí vláken za účelem dosažení vyšší hodnoty je prastará metoda, kterou známe již několik tisíciletí. Použití skleněných vláken k vyztužení betonu je ale poměrně nedávný vývojový krok, který se objevil před necelými padesáti lety. První pokusy o využití skleněných vláken v betonu Nejranější pokusy o použitelný GRC se obvykle připisují dvěma ruským inženýrům (K. L. a J. L. Birjukovičovým), kteří prováděli experimenty se skleněnými vlákny v betonu již na počátku 60. let. Skleněná vlákna (E-glass) se tehdy už vyráběla ve velkém, především jako výztuž do polymerů-pryskyřic. Vědcům v té době však již bylo jasné, že obyčejné sklo v této podobě by v alkalické cementové matrici neobstálo a trpělo značnou korozí. Snažili se proto problém obejít použitím zvláštních cementových pojiv, která alkalické prostředí nevytvářela. Toto řešení bylo úspěšné, ve své době však mělo jen nepatrný komerční potenciál a nebylo v praxi využito. Zásadní vývojová etapa Další etapa, která položila základy pro výrobu a praktické použití GRC, se datuje přibližně do období mezi léty 1968 a 1975. Společnost Pilkington Ltd., vedoucí výrobce skla ve Velké Británii, využila rozsáhlých vědeckých znalostí v oblasti receptur pro výrobu skla (Dr. A. Tallentire a kol.) a ve spolupráci s výzkumným ústavem UK Building Research Station (Dr. Majumdar a kol.) vyvinula první generaci skelných vláken odolných vůči alkáliím (AR-glass) na bázi vysokého obsahu ZrO2 [1]. Tak se na stavebním trhu poprvé objevil GRC schopný praktického použití. Zpočátku směly tento materiál vyrábět jen společnosti s licencí Pilkington Ltd., ale brzy se rozšířil po celém světě. Pro úspěšné použití tohoto nového materiálu v praxi byly nezbytné znalosti mechanických vlastností a odpovídajících konstrukčních řešení, a bylo proto potřeba pochopit i proces lomu v GRC. První výzkum vazeb, které řídí „kompozitní“ funkci mezi výztuží a matricí v GRC, započal v roce 1968 ve Velké 2/2009

3

TÉMA TOPIC

Británii profesor Bartoš [2]. Ukázalo se, že vyztužujícími prvky nejsou jednotlivá vlákna, ale svazky vláken, které se ale samy taktéž chovají jako komplexní kompozity. Objev „teleskopického“ způsobu porušení svazků vláken značně přispěl k porozumění mechanismu lomu GRC a jeho změnám spojeným se stárnutím tohoto materiálu [3]. GRC se začíná používat v praxi Výroba GRC od poloviny 70. let prudce vzrostla. V roce 1977 byla založena mezinárodní společnost pro beton vyztužený skleněnými vlákny International Glassfibre Reinforced Concrete Association (GRCA) a v Japonsku se také ve velkém začala vyrábět AR vlákna. Zpočátku velmi rychlý rozvoj výroby GRC byl dočasně zpomalen zkraje 80. let v důsledku zpráv, že za určitých okolností může tento kompozit s věkem ztrácet houževnatost (křehnout). V reakci na to se rozběhl vývoj nové generace AR vláken s cílem takové chování vyloučit. Materiál sám však nebyl zásadní příčinou objevených problémů. Hlavní vinu nesla hrubá opomenutí nebo nedostatek znalostí ve fázi výroby a instalace, někdy znásobená nevhodným návrhem nebo nedostatečným propracováním detailů GRC prvků. Teprve tehdy bylo pochopeno, že GRC nabízí opravdu vynikající užitné hodnoty, ale že se také jedná o materiál komplexní, který vyžaduje kontrolu kvality na úrovni mnohem vyšší, než bylo obvyklé pro jednoduché materiály v běžné stavební praxi.

1 2

Obr. 1 Svazky skelných vláken (o průměru 10 μ m) v cementové matrici. Poznámka: Několik izolovaných vláken se v průběhu výroby GRC oddělilo, ale většina zůstala ve větších svazcích – taková distribuce vláken je v GRC běžná Fig. 1 Bundles of glass fibres (10 μ m dia.) embedded in a cement matrix. Note: A few individual fibres separated during production of GRC but most fibres remained in larger bundles – such a fibre distribution is common to GRC Obr. 2 Kompozitní snímek tří mikrofotografií pořízených při zkoušce tahem uvnitř skenovacího elektronového mikroskopu zobrazuje různé způsoby porušení skelných vláken napříč trhliny v cementové matrici Fig. 2 A composite of three microphotographs from an in-situ SEM tensile test showing different modes of failure of glass strands bridging a crack in a cement matrix Obr. 3 a) Zkouška vtlačováním jediného vlákna (průměr 10 μ m) za účelem vyhodnocení soudržnosti mezi vlákny uvnitř svazku (Dr. P. Trtik), b) Jedno skleněné vlákno ve svazku rozštípnuté zatěžovacím hrotem při zkoušce soudržnosti vtlačováním (Dr. P. Trtik) Fig. 3 a) Push-in test of a single fibre (10 μ m dia.) to assess bond between fibres inside of a strand (Photo Dr P Trtik), b) A single glass fibre in a strand split by a pointed loading probe during a “push-in” bond test (Photo Dr P Trtik)

4

GRC nachází svůj podíl na stavebním trhu Vývoj zlepšených skleněných vláken odolných proti alkáliím byl úspěšný a projekt, který vedl Vetrotex/St Gobain ve Francii (Soukatchoff a kol.), byl v roce 1992 oceněn cenou ES za zavedení GRC s vyšší trvanlivostí. V 90. letech byly taktéž přijaty první normy pro výrobu GRC a měření jeho vlastností (RILEM-TC 48), GRCA, později CEN a PCI v U.S.A. Byla vyvinuta konstrukční řešení pro různé aplikace GRC a Intl. GRCA vydala příručku pro statické navrhování GRC prvků podle mezních stavů (G. Jones, P. Curiger aj.). Byla vyvinuta efektivnější, přesnější a značně automatizovaná výrobní zařízení pro stříkaný a předmíchaný GRC, například společností Powersprays Ltd, (I. White a kol.). GRC byl ovšem materiál čekající na první aplikace přístrojů využívajících nanotechnologii při výzkumu vnitřních vazeb mikrostruktury a jeho mechanismu přetváření (1994 – P. J. M. Bartoš, W. Zhu, P. Trtik a kol., University v Paisley – nyní University of West of Scotland). N A N OT E C H N O LO G I E A G R C GRC je materiálem, který od počátku nového milénia těží z vývoje nanotechnologií, pravděpodobně více než ostatní stavební materiály, a to zejména: • Zavedením zkušebních zařízení, která pracují v nano-měřítku. Tím byly získány dlouho očekávané nástroje pro výzkum a budoucí kontrolu vnitřní struktury GRC. • Využitím molekulární manipulace v nano-měřítku. Tato technologie umožnila vznik nových polymerních přísad, díky kterým jsou čerstvé směsi betonu se skelnými vlákny samozhutnitelné, stejně jako beton obecně. • Zavedením nano-částic oxidu titaničitého. Díky oxidu titaničitému mohou být povrchy GRC silně fotokatalytické a to umožnilo vývoj environmentálně aktivního e-GRC. První a poslední z výše uvedených přínosů jsou velice úzce propojeny právě s GRC, a proto se jim budeme věnovat podrobněji.


2/2009

TÉMA TOPIC

3a

Vnitřní struktura a mechanismus lomu Beton vyztužený skleněnými vlákny je kompozitním materiálem, v němž matrice i výztuž jsou samy o sobě kompozity. Z krátkého přehledu skladebných materiálů je patrné, že GRC je pravděpodobně nejsložitější ze současných stavebních materiálů. Matrice je sama o sobě kompozitním materiálem. Sestává z jemné malty (velikost zrna kameniva ≤ 1,5 mm) vyrobené s použitím běžného portlandského cementu (OPC), jiná pojiva jsou však také možná (HAC, metakaolín, supersulfátový cement apod.). Složitost chování v čerstvém stavu je způsobena i mícháním s vysokým namáháním ve smyku. Téměř všechny typy GRC obsahují i malý podíl polymeru (obvykle akrylická složka). Mechanické vlastnosti (např. pevnost) a rozměry (smršťování/nabývání, expanze/kontrakce, dotvarování) se vyvíjejí nelineárně a částečně reverzibilně v závislosti na čase, okolním prostředí a zátěži. Výztuž, na rozdíl od téměř všech ostatních průmyslových kompozitů s vláknovou výztuží, nemá podobu jednoduchých oddělených vláken, jako třeba drátkobeton. Namísto toho je základní vyztuž ve formě značného počtu tenkých skleněných vlákének, která jsou spojena do svazků různé velikosti, tvaru, délky a průřezu. Základní prvky výztuže jsou tedy samy o sobě komplexními kompozity a jejich vlastnosti se v čase mění. Pevnost jednotlivých skelných vláken v tahu je proměnlivá a do značné míry závisí na neporušenosti jejich povrchů. Vlákna ve svazcích a celé svazky jsou opatřeny ochranným povlakem. Výztuž má různé délky a orientace vláken a distribuce v matrici může být různá, od náhodné 3D distribuce krátkých sekaných, až k vysoce usměrněným svazkům jako např. u rohoží a tkanin ze skelných vláken [4]. Mechanismus přenosu a rozdělení napětí/zatížení mezi matricí a výztuží v GRC je velmi složitý. Důležitá je pevnost a deformovatelnost vlákna/svazku vláken a matrice a také množství, délka a orientace výztuže. Účinnost svazků vláken ve vytváření požadovaného kompozitního efektu a vlastností GRC také zcela zásadně závisí na těžko měřitelné vlastnosti: soudržnosti. Soudržnost působí na dvou typech rozhraní [5]: • mezi svazky a matricí, • mezi jednotlivými vlákny uvnitř svazku. Základní způsoby porušení svazku vláken závisí na jeho pevnosti v tahu a na soudržnosti v rámci svazku a mezi svazkem a matricí. Na obrázku 2 jsou znázorněny rozdíly v mechanismu porušení v závislosti na soudržnosti. BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

3b

• Vlákna v svazku na levé straně jsou těsně stlačená, mají dobrou soudržnost v rámci svazku, který je však nedostatečně soudržný s matricí. Zde došlo k téměř úplnému vytažení svazku vláken. Využití vláken je malé. Práce spotřebovaná při lomu (porušení) byla velmi malá. • Svazek uprostřed vykazuje typické „teleskopické“ porušení, při kterém se vnější vlákna svazku z větší části přetrhnou a vnitřní vlákna „jádra“ svazku jsou postupně vytažena a přetržena. V tomto případě byla míra spotřebované práce nejvyšší. • Svazek na pravé straně znázorňuje případ dobré soudržnosti v rámci svazku i mezi svazkem a matricí. V důsledku toho došlo k přetržení všech vláken, porušení celého svazku křehkým lomem. Spotřebovaná přetvárná práce byla malá. K „teleskopickému vytažení“ dochází tehdy, když vytahování vláken z vnitřní části svazku a jejich postupné porušování následuje po porušení vnějších, periferních vláken, která jsou v přímém kontaktu s matricí. Tento způsob porušení je výhodný: taková výztuž kompozitu může zlepšit současně nejen pevnost, ale i houževnatost GRC. Je to také typický způsob porušení vláken výztuže ošetřených mikrosilikou, za normálních okolností však k němu dochází pouze v raném stáří GRC [6]. Ideálním postupem je změření pevnosti soudržnosti a potom její definování či kontrola v rámci předem určených úrovní tak, aby mechanické vlastnosti byly co nejlepší a zůstaly zachovány po celou dobu provozní životnosti kompozitu. Vývoj v tomto směru byl značně omezen až do příchodu nanotechnologie. Ta poskytla nové nástroje k pokroku směřujícímu k GRC, který bude pevnější a zároveň houževnatější. Na obrázcích 3a a 3b je znázorněna zkouška vtlačováním v nano-měřítku. V prvním případě (obr. 3a) byl vtlačovací hrot (hrana diamantové krychličky) příliš velký a zatížení se přeneslo i na vlákna v okolí vlákna cílového. Přetvoření bylo měřeno s rozlišením v nm, zatížení v mN. K výrobě diamantových vtlačovacích hrotů ve tvaru komolého kužele, který nepoškozoval vlákna, bylo nutné použít nejmodernější technologie, jako „frézování“ pomocí soustředěného paprsku iontů (Focused Ion Beam) [7]. Výzkum nadále pokračuje a na základě lepších znalostí se zaměřuje na kontrolu mechanismu porušení. Úkolem je najít optimální orientaci a typ výztuže (délka, průměr, pevnost v tahu, mez pevnosti, počet vláken ve svazku), která se může měnit od jednoduchých svazků po rohože a jedno/dvousměrné textilie. Tím se stále více naplňuje špičkový technologický potenciál 2/2009

5

TÉMA TOPIC

GRC s konečným cílem umožnit výrobu GRC nejen „standardní jakosti“ ale i výrobu GRC „na míru“ s vlastnostmi, které nejlépe odpovídají požadavkům jakékoliv specifické aplikace. Využití fotokatalýzy: samočisticí povrchy Fotokatalýza není novým jevem. Některé materiály, zejména polovodičového typu, jsou známy tím, že s působením UV paprsků přítomných ve slunečním záření napomáhají oxidačním reakcím. Oxid titaničitý ve formě „anatasu“ je polovodičem se schopností fotokatalýzy na rozdíl od „rutilové“ formy TiO2, která je známá jako běžný pigment do bílých barev. Použitím nanotechnologie se zjistilo, že chování mnoha materiálů se mění a často je lze značně vylepšit, pokud se vyrábí jako nano-částice. Dobrým příkladem toho je právě fotoaktivní oxid titaničitý, který je mnohem silnějším fotokatalytickým činidlem, pokud se velikost jeho částic zmenší až na úroveň nanočástic [8]. Vlastnosti částicového TiO2, který je chemicky velmi stabilní a netoxický materiál, z něj učinily ideální prostředek pro praktickou aplikaci fotokatalýzy ve stavebnictví. Fotoaktivní TiO2 byl poprvé komerčně aplikován v Japonsku jako povrchová vrstva na keramickém/skleněném stavebním materiálu, který pak měl nejen schopnost samočištění, ale i antibakteriální vlastnosti (např. sanitární keramika). Myšlenku kombinovat inertní avšak fotoaktivní TiO2 s cementem za účelem vytvoření betonu fotokatalytického v celém objemu nebo podobně aktivních nátěrových vrstev na beton zkoumal Evropský projekt PICADA [9], dokončený v roce 2005. Projekt vyvinul cementové pojivo s obsahem přibližně 5 % aktivního TiO2, které vytvořilo beton s fotokatalytickým povrchem. Navíc byla pozorována určitá synergie: cementová matrice podle všech příznaků napomáhala ke konverzi škodlivých zplodin a jejich odstranění z okolního ovzduší. Mezi škodlivé látky, které jsou oxidovány a/nebo rozloženy

4

6

a jejich koncentrace ve vzduchu se značně snižuje fotokatalytickou činností systému cement – TiO2, patří: NOx, SOx, CO, NH3 a množství dalších prchavých organických sloučenin jako benzen, toluen, acetaldehyd, formaldehyd, organické chloridy aj. [8]. Oxidy dusíku představují značné zdravotní riziko a způsobují dýchací potíže. Proces oxidace a rozkladu škodlivin je složitý a přesahuje rozsah tohoto příspěvku. V případě škodlivých oxidů dusíku je NOx oxidován na NO2 a potom vázán v nitrátech, které se smyjí deštěm. Organické sloučeniny se většinou rozloží, některé přímo na CO2 a vodu. Z okolního ovzduší lze takto odstranit až 90 % organických sloučenin v závislosti na intenzitě UV záření v denním světle. Konsorcium projektu PICADA provedlo zkoušky a hodnocení dekontaminační a samočisticí schopnosti fotokatalytického betonu v laboratořích, včetně zkoušek v rozlehlých komorách simulujících podmínky životního prostředí, tak i ve venkovním prostředí ve skutečné velikosti. Výsledky byly velmi povzbudivé – při zkouškách v italských městech v listopadu 2006 [10] byl obsah NOx v okolním vzduchu zredukován v rozsahu od 26 do 56 % po osmi hodinách expozice denního světla. Fotokatalýza se týká také velkého množství především organických látek – špíny, a to zejména v tekutém stavu, které se ukládají na exponovaných površích a značnou měrou přispívají ke znečištění fasád. Fotokatalytická reakce napomáhá rozpadu takovýchto látek a zdrojů nečistoty a přispívá tak k zachování původního vzhledu betonového povrchu. Tento proces, který se nazývá jednoduše „samočisticí schopnost“, byl také předmětem laboratorních experimentů, v nichž byly betonové vzorky ošetřeny různými typy „organické nečistoty“. Poté byly vzorky vystaveny dennímu světlu různé úrovně i kontrolovanému UV záření a byla měřena rychlost a stupeň rozkladu nečistoty a obnovení původního povrchu. Byly provedeny zkoušky v plném rozsahu na budovách posta-

5 BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2/2009

TÉMA TOPIC vených z fotokatalytického betonu a na budovách, jejichž fasády byly provedeny z aktivní malty, z větší části v rámci projektu PICADA [8]. Chování fotokatalytického betonu bylo nejdéle monitorováno na budově Cité de la Musique et des Beaux ATS v centru města Chambéry ve Francii (obr. 4 a 5). Vícepodlažní betonová stavba byla dokončena v roce 2000 a od té doby byla sledována kvalita jejího vnějšího betonového povrchu na mnoha místech. Kvalita a vzhled povrchu zůstal do dneška prakticky beze změn, jak potvrdil sám autor při návštěvě objektu v roce 2008: po osmi letech provozu vypadala stavba jako kdyby byla právě dokončena (obr. 6). Praktická zkušenost ukazuje, že přestože fotokatalytická reakce nedokáže odstranit anorganické znečištění, např. minerální prach, je povrch betonu díky rozkladu a odstraňování organického znečištění pro minerální prach méně přilnavý. Pozorované celkové znečištění bylo sníženo více, než by odpovídalo pouze odstranění organických sloučenin. Fotokatalytický cement TXActive® původně vyrobený společností Italcementi [11], která nedávno poskytla licenci dalším výrobcům, např. pro TioCem® Heidelberger Cement, byl již použit při výstavbě dalších budov v Itálii a Francii. Nejpozoruhodnějším příkladem je kostel „Dives in Misericordia“ v Římě navržený Richardem Meierem a dokončený v roce 2003. Aktivní TiO2 je zde zárukou toho, že svítivě bílé povrchy nápadných tvarů kostela z bílého betonu (obr. 7) zůstanou jasně bílé mnohem déle, než bychom očekávali v relativně značně znečištěném městském prostředí. Exponované povrchy z fotokatalytického betonu, včetně betonových dlažeb, doposud ve všech praktických aplikacích vykázaly vynikající chování. e - G R C : P O Z I T I V N Í P Ř Í N O S Ž I V OT N Í M U P R O S T Ř E D Í V současné době máme už k dispozici dostatek vědeckých i praktických důkazů o tom, že cementové pojivo s příměsí aktiv-

ního TiO2 si zachovává všechny běžné charakteristiky pro výrobu betonu. Povrchy z takového betonu však navíc vykazují podstatnou fotokatalytickou činnost. Fotokatalýza je zde nejen zdrojem značného stupně samočisticí schopnosti, ale také přímo zvyšuje kvalitu okolního životního prostředí. Počáteční výzkumy byly zaměřeny buď na beton s „aktivačObr. 4 Fasáda budovy Cité de la Musique et des Beaux Arts, Chambéry ve Francii vystavěná z fotokatalytického betonu Fig. 4 Fasade of the building of the Cité de la Musique et des Beaux Arts; Chambéry, France, built using photocatalytic concrete Obr. 5 Detail povrchu fotokatalytického betonu po 8 letech expozice, budova Cité de la Musique et des Beaux Arts; Chambéry, France Fig. 5 Detail of the photocatalytic concrete surface after 8 years of exposure, building of the Cité de la Musique et des Beaux Arts; Chambéry, France Obr. 6 Fotokatalytický povrch betonu budovy Cité de la Musique et des Beaux Arts, Chambéry, Francie, přezkoumání v březnu 2008, povšimněte si dokonalého povrchu téměř bez známek hromadění nečistot. Fig. 6 Photocatalytic surface of concrete of the building of the Cité de la Musique et des Beaux Arts; Chambéry , France, examined in March 2008, note the perfect surface finish, with almost no accumulated dirt Obr. 7 Bílý fotokatalytický beton jak prefabrikovaný, tak monolitický, stavba kostela „Dives in Misericordia” v Římě, (Dr. A. Skarendahl) Fig. 7 Precast and in-situ photocatalytic white concrete on Dives di Misericordia church in Rome (Dr. A. Skarendahl) Obr. 8 Praktická aplikace e-GRC (nyní ve stavbě) [10] Fig. 8 Practical application of e-GRC (now under construction) [10]

6


7 2/2009

7

TÉMA TOPIC

ní“ schopností v celém objemu nebo na „aktivní“ povrchové vrstvy běžných staveb z betonu [8]. Je však zřejmé, že použití směsi „TiO2 – cement“ jako pojiva pro beton v celém objemu je plýtváním „aktivní složkou“. Samozřejmě, prefabrikované betonové prvky lze vyrobit tak, že TiO2 bude pouze v „povrchové vrstvě“. Takový přístup však vyžaduje komplikovanější a méně praktické výrobní metody, které zvyšují náklady a snižují produktivitu. Použití „aktivních“ krycích vrstev na betonové povrchy vede nevyhnutelně k problémům se spolehlivostí a trvanlivostí krycích vrstev a jejich přilnavosti k podkladu. Proces stavby se tím prodlužuje a produktivita opět klesá, není to udržitelný přístup. Použití TiO2 v betonu vyztuženém skelnými vlákny logicky nabízí nejefektivnější a nejekonomičtější způsob využití výhod fotokatalýzy. Výsledkem je tedy environmentálně aktivní GRC (e-GRC), který vychází ze zavedeného procesu výroby tenkostěnných konstrukčních prvků (10 až 15 mm), obvykle s velmi vysokým poměrem povrchu k objemu. Aktivní složka může být obsažena v celé matrici nebo použita ještě ekonomičtěji – pouze v 1 až 2 mm silné povrchové vrstvě, která se do GRC forem běžné stříká jako první. Stále rostoucí požadavky na kvalitu životního prostředí podporují opatření vedoucí k maximálnímu environmentálnímu přínosu fotokatalýzy, kterou do výrobků na bázi cementu přináší aktivní TiO2. Zavádění fotokatalytických betonových povrchů však musí být udržitelné – s minimalizací poptávky po aktivním TiO2 při maximálním přínosu jeho používání. Takováto úvaha nevyhnutelně směřuje k silné budoucí poptávce po e-GRC. e-GRC nabízí nejekonomičtější způsob dosažení čistších, jasnějších fasád a značnou měrou přispívá ke snížení znečištění ovzduší v prostředí městské zástavby. e-GRC lze použít v mnoha aplikacích, např.: • panely obvodového pláště a fasádní prvky • ztracené bednění a vložky do bednění (linery) pro prakticky veškeré betonové povrchy, které budou vystaveny povětrnostním vlivům • krytinové/střešní tašky • pouliční vybavení • protihlukové bariéry silnic a železnic, bezpečnostní bariéry a oddělovací desky V současné době, kdy je koncept fotokatalytických betonových povrchů už dostatečné vyzkoušený, pracuje Mezinárodní asociace pro beton vyztužený skleněnými vlákny (Intl. Glass Reinforced Concrete Association (GRCA) a její členové na dalších krocích, které je potřeba učinit, aby se e-GRC zavedl na stavební trh. Česká republika se do projektu také zapojila (Ortodum, s. r. o). Další vývoj zahrnuje vytvoření směrnic jak pro výrobu e-GRC a jeho použití, tak i pro jeho specifikaci a ověřování vlastností pro architekty a další tvůrce, kteří se podílí na rozvoji ekologicky uvědomělých staveb. První projekty využívající e-GRC na architektonické fasádní prvky na reálných stavbách již začaly (obr. 8) [10]. e-GRC bude dražší než jeho tradiční verze, fotokatalytický cement je už na trhu, ale jeho cena není ustálená. Zkušenost z projektu Picada naznačuje, že ani fotokatalytický beton v celku nebyl cenove nedostupný. e-GRC dává možnost minimalizovat cenový rozdíl mezi obyčejným betonovým povrchem a samočistícím povrchem, který navíc snižuje zamořenost okolního vzduchu. 8

Literatura: [1] Allen H. G.: ”Fabrication and properties of glass fibre reinforced cement”, Composites, Sept. 1969, pp. 19–24 [2] Bartos P.: “Analysis of pullout tests on fibres embedded in brittle matrices” Journal of Materials Science, V.15, No 12, Dec 1980, pp. 3122–3128 [3] Bartos P.: “Brittle matrix composites reinforced with bundles of fibres” in Proc. 1st RILEM Congress “From materials science to construction materials engineering”, Chapman & Hall, London, 1987, V.2, pp. 539–554 [4] Brameshuber W., Banholzer B. et al.: ”Textile Reinforced Concrete. State-of-the-Art”, Report of RILEM Technical Committee 201-TRC, Bagneux, RILEM, pp. 83–131, 2006 [5] Bartos P.: ”Bond in Concrete”, Applied Science Publishers, London, ISBN 0-85334-156-7, 465 p., 1982 [6] Zhu W. Z., Bartos P. J. M.: “Effect of microsilica and acrylic polymer treatment on the ageing of GRC”, Cement and Concrete Composites, 1996, V.18, No.1, pp. 31–39 [7] Trtik P., Reeves C. M., Bartos P. J. M.: “Use of Focused Ion Beam (FIB) Techniques for Production of Diamond Probe for Nanotechnology-based Single Filament Push-in Tests”, Journal of Materials Science, Vol. 19, No. 10, May 2000, pp. 903–906, ISSN 0261 8028 [8] Cassar L.: ”Nanotechnology and photocatalysis in cementitious materials” in Proc. 2nd Intl. Symposium on Nanotechnology in Construction, Y. de Miguel, A. Porro and P. J. M. Bartos Eds., Rilem Publications s. a. r. l., 2006, pp. 277–284 [9] www.Picada-project.com [10] Cassar L.: ”Cementitious materials and photocatalysis” Proc. of the Congress of the GRCA, Prague April 2008, The Concrete Society UK, pp. 2–8 [11] www.Italcementigroup.com

Z ÁV Ě R Zavedení e-GRC je velice přínosné nejen pro stavební průmysl, ale i pro životní prostředí vytvářené zástavbou v nejširším měřítku a pro celou společnost. Mezi hlavní přínosy patří: • Lepší vzhled, zejména pak jasnost barev na vnějších površích vystavených povětrnostním vlivům, které budou mít mnohem delší trvanlivost, v kombinaci s velkou svobodou volby tvaru a barvy GRC, z které se již někteří architekti a další koncoví uživatelé těší. • Lepší kvalita ovzduší pro veškerou populaci, zejména pak v přelidněných městských centrech. Důležitým faktem je to, že e-GRC není v žádném směru výrazně technicky omezen. Fotoetalytická aktivita TiO2 se s časem nemění. Zavedení e-GRC nepřináší žádná zdravotní rizika ve spojitosti s obsahem fotokatalytického TiO2. Zdá se, že e-GRC pomůže betonu zbavit se nálepky šedého a nepěkného stavebního materiálu. Beton se tak stane materiálem, který je opravdu ohleduplný k životnímu prostředí a jehož přínos není jen v přívětivějším vzhledu, ale i v pozitivním ekologickém dopadu, který zvyšuje kvalitu života. Prof Dr Ing Peter J. M. Bartos Consultant Milngavie, Scottland, UK e-mail: [email protected]


2/2009

S TFAI VR EE BMNNÍ Í KPOR NE SZ TE RN UT KA C E C O M PA N Y P R E S E N TAT I O N

– BETONÁŘSKÁ

OCEL

BEZPEČNOST KONSTRUKCÍ

B500SP

S VELMI V YSOKOU

TA ŽNOSTÍ

Důležitou vlastností betonářské oceli, která se využívá pro technické výpočty, je mez kluzu. Je to charakteristická vlastnost určitého druhu oceli. Dobrá pevnost oceli je nezbytná, avšak sama je nepostačující pro zajištění potřebných vlastností železobetonové konstrukce. Beton je materiál křehký a bez ocelové výztuže jej nelze použít tam, kde stavební prvky jsou vystaveny tlaku, který způsobí jejich ohyb. Beton nemůže zajistit plasticitu konstrukce, tuto vlastnost konstrukci předává pouze ocel, a proto ocel musí mít potřebnou tažnost, aby byla zajištěna možnost pootočení ohýbaného průřezu, a tím umožněna redistribuce ohybových momentů v konstrukcích staticky neurčitých. Tažnost oceli lze nejjednodušeji definovat jako schopnost oceli po překročení meze kluzu se prodlužovat, aniž by docházelo k výraznému nárůstu napětí. Tažnost betonářské oceli je určována pomocí dvou parametrů v souladu s polskou normou PN-B-03264:2002: 1. Poměr ft / fy (Rm / Re) – je parametr určující poměr charakteristické pevnosti oceli v tahu (ftk) k charakteristickým hodnotám meze kluzu (fyk). Tento parametr vyjadřuje rezervu pevnosti oceli po dosažení meze kluzu. 2. Prodloužení při maximálním napětí – εuk (Agt) – tento parametr definuje velikost prodloužení při maximální hodnotě zatížení. Čím je větší hodnota podílu ftk / fyk a hodnota εuk, tím je větší tažnost oceli. V normě PN EN 1992-1-1:2008 – Eurokód 2 byly ustanoveny tři třídy oceli – tažnost je hlavním kritériem roztřídění betonářské oceli: Třída oceli A B C

fyk [MPa]

k = (ft / fy)k

400÷600 MPa

≥1,05 ≥1,08 1,15÷1,35

εuk [%] ≥2,5 ≥5 ≥7,5

V současné době je na polském trhu mnoho druhů oceli s vysokou pevností – třídy AIIIN podle PN-B 03264:2002. Z hlediska tažnosti však pouze jeden druh má nejvyšší parametry: ocel B500SP s označením kvality EPSTAL. Hodnota podílu k = (ft / fy)k a hodnota εuk vyhovuje požadavku pro zatřídění oceli do třídy C – ocel s velmi vysokou tažností. Běžně používané druhy oceli dosahují maximálně hodnoty odpovídající tažnosti třídy B: B500SP – EPSTAL Třída C εuk = 8 % (ft / fy)k = 1,15 ÷ 1,35

BSt500S Třída B εuk = 5 % (ft / fy)k = 1,08

– zkoušky železobetonových prvků ohybem a střihem, – zkoušky soudržnosti betonu s ocelí, také v podmínkách požáru, – zkoušky propíchnutí desky sloupem Výsledkem všech zkoušek bylo zjištění, že prvky, vyztužené ocelí s velmi vysokou tažností, jsou bezpečnější. Betonářskou ocel EPSTAL lze jednoduše identifikovat pomocí nového, optimálního způsobu umístění žebírek. Vzor je ve tvaru dvou protilehlých řad žebírek s různě vůči sobě nakloněnými příčnými žebírky (obr. 1). Mimo to je ocel EPSTAL typická tím, že má na všech prutech (tzn. od ∅8 do ∅32) místo 6 žebírek umístěn trvalý znak v podobě písmen EPSTAL, provedený válcováním (obr. 2).

1

2 Důležitou vlastností betonářské oceli je její svařitelnost (svařitelnost + tavitelnost). Ocel se značkou EPSTAL je plně svařitelná. Vzorky byly vystaveny zkouškám statickým tahem, zkouškám střihem a ohybem (obr. 3) a na jejich základě byly prokázány dobré pevnostní i plastické vlastnosti spojů. Tyto zkoušky provedl Instytut Spawalnictwa (Výzkumný ústav svařování) ve městě Gliwice.

St3SY-b-500 Třída A εuk = 2,5 % (ft / fy)k = 1,05

Ocel EPSTAL spojuje tedy dvě nejdůležitější přednosti: vysokou pevnost a tažnost, které mají významný vliv na bezpečnost železobetonových konstrukcí, hlavně v případech nenadálého poškození části stavby. U konstrukce vyztužené ocelí EPSTAL dochází v důsledku nepředvídaných zatížení (požár, nárazy, zemětřesení) ke kontrolovanému prohnutí, čímž se zamezí náhlému vzniku trhlin a zřícení konstrukce. Znamená to současně i větší bezpečnost konstrukce pro uživatele. Ocel B500SP vykazuje velmi dobrou odolnost proti dynamickému zatížení. V souladu s normou PN-H-93220:2006 je ocel podrobena dvěma zkouškám: – odolnost proti únavě materiálu – axiální rozpínací síla se střídavým zatížením. Grafem působení zatížení je sinusoida se stálou frekvencí; – odolnost proti cyklickému zatížení – principem zkoušky je vystavení vzorku střídavému napětí způsobujícímu střídavě tah a tlak. Mimo uvedené zkoušky je prováděno ještě mnoho dalších zkoušek, na jejichž základě lze srovnávat chování konstrukcí vyztužených ocelí s různou třídou tažnosti: BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

3 Výrobky s označením EPSTAL mají veškeré nezbytně nutné doklady potřebné k použití v oblasti stavebnictví. Splňují současně požadavky tuzemských norem: PN-B-03264:2002, PN-H-93220:2006, příslušných technických schválení ITB a IBDiM a také evropských norem PN-EN 10080:2007 (ČSN EN 10080 (42 1039)), EN 1992-1-1:2008 (ČSN EN 1992-1-1 (73 1201)) – Eurokód 2. CPJS – Centrum Promocji Jakosci Stali (Centrum Podpory Kvality Oceli) ul. Koszykowa 54, 00-675 Warszawa, POLAND tel.: +48 22 630 83 75, fax: +48 22 625 50 49 e-mail: [email protected], www.cpjs.pl 2/2009

9

STAVEBNÍ

KONSTRUKCE STRUCTURES

FÉLIX CANDELA FÉLIX CANDELA

– –

STAVITEL, INŽENÝR, UMĚLEC BUILDER, INGINEER, ARTIST

1

JIŘÍ STRÁSKÝ Příspěvek připomíná práci velkého španělského inženýra, který je především znám jako autor pozoruhodných skořepinových konstrukcí tvaru hyperbolického paraboloidu. Paper remind a work of a great Spanish engineer, who is – first of all – known as a author of the shell structures of the shape of a hyperbolic paraboloid. V roce 2008 vyšly dvě knihy věnované práci španělského inženýra Féliexe Candely (obr. 1). První knihu, kterou napsal de Anda Alanís, s názvem „Félix Candela - The Mastering of Boundaries“ [1], vydalo nakladatelství Taschen v edici věnované velikánům současné architektury. Druhou knihu s názvem „Félix Candela – Engineer, Builder, Structural Artist“ [2] napsal Moreyra Garlock spolu s profesorem Billingtonem. Tato kniha byla vydána v Princeton University Art Museum. Zatímco první kniha chronologicky popisuje postavené konstrukce, druhá kniha popisuje Candelův život, jeho názory a podrobně rozebírá některé jeho konstrukce. Autoři navazují na dříve publikované práce profesora Billingtona, zejména pak na knihu „The Tower and the Bridge – The New Art of Structural Engineering“ [3], v níž jsou popsána významná inženýrská díla postavená význačnými inženýry – od Thomase Telforda po Christiana Menna. Zde je také definován termín structural art – umění konstrukcí. Podle Billigtona tento termín vystihuje konstrukce, které v sobě kombinují krásu s konstrukční efektivitou, kterou představuje minimální spotřeba 10

materiálu. A inženýři, kteří tyto konstrukce vytváří, jsou structural artists – umělci navrhující konstrukce. V současné době se ve světě začínají objevovat konstrukce charakterizované naprostou volností tvarů odvozených z představ architekta. Mluví se o hledání volných tvarů (free form finding) a o tak zvané tekuté architektuře (liquid architecture). Protože tyto tvary nejsou dány statickou funkcí, navrhují se tyto stavby obvykle tak, že se vytvoří tradiční nosný systém, na který se připevní tvarovaný plášť. Pokud se použije tvárný beton, nehledí se na jeho spotřebu, ale jen na tvar konstrukce. Mnohdy se navrhují staticky nelogické konstrukce, jejichž cílem je ohromit a upoutat. Proto považuji za účelné právě nyní připomenout práci Félixe Candely, jehož konstrukce jsou krásné, mnohotvárné a současně hospodárné. Je až překvapivé, kolik tvarově rozdílných konstrukcí Candela navrhl při využití jen jednoho geometrického tvaru – hyperboloického paraboloidu (obr. 2). V příspěvku vycházím především z druhé knihy. Věřím, že Ti, kteří se snaží konstrukcím rozumět a dále je vyvíjet, si uvedené knihy opatří a stanou se pro ně zdrojem inspirace pro jejich tvůrčí práci. FÉLIX CANDELA Félix Candela se narodil v roce 1910 v Madridu. V roce 1935 promoval na fakultě architektury madridské univerzity. Následujícího roku – s ohledem na velmi dobré znalosti matematiky a stavebné mechaniky – získal stipendium na studium skořepinových konstrukcí u Prof. Dishingera v Německu. Tam však, vzhledem k občanské válce, neodjel. Jako kapitán ženistů bojoval v republikánské armádě. Po Francově vítězství uprchl přes Francii do Mexika. Zde začal pracovat na projektech a stavbách skořepinových konstrukcí. V roce 1951 navrhl a postavil první významnou konstrukci – Kosmický pavilon, jehož střecha měla být s ohledem na průchod kosmických paprsků co nejtenčí. Vytvořil ji z válcové skořepiny, kterou následně zakřivil i v příčném směru. Vytvořil tak hyperbolický paraboloid, jehož tuhost daná dvojí křivostí umožnila

pro rozpětí 10,75 m navrhnout skořepinu tloušťky jen 15 mm. Na základě úspěchu této konstrukce získal zakázky na řadu staveb, které nejen vyprojektoval, ale také postavil. Zkušenosti ze staveb mu umožnily konstrukce dále rozvíjet. Stavěl jednoduché konstrukce tvaru hyperbolického paraboloidu i konstrukce, ve kterých jednotlivé hyperbolické paraboloidy skládal a kombinoval. Využil specifických podmínek Mexika, kde po druhé světové válce byl materiál drahý a pracovní síla byla mimořádně levná (obr. 3). Proto s úspornými skořepinovými konstrukcemi vítězil nejen u občanských a sakrálních staveb, ale i u průmyslových objektů. V průběhu let 1950 až 1971 postavil 896 konstrukcí. Candela napsal řadu článků, ve kterých popsal analýzu jím navrhovaných skořepinových konstrukcí. Publikoval také eseje a kritické studie o architektuře, inženýrství, vzdělávání studentů a o ekologii. Svoji projekční a stavební činnost ukončil v roce 1971, kdy se odstěhoval do USA. Zde si otevřel konzultantskou kancelář a přednášel na řadě univerzit. Zemřel v 87 letech v roce 1997. H Y P E R B O LO I C K Ý PA R A B O LO I D Félix Candela ve své práci navázal na španělskou tradici stavby hladkých skořepin. Tu zahájil Antoni Gaudí (1852 až 1926), jehož nejvýznamnější skořepinová konstrukce je střecha školy postavené v roce 1909 vedle stále budovaného kostela Sagrada Familia. Konstrukci dvojí křivosti tvoří skořepina sestavená z vrstevnatých kachlí, která je vyložena přes obvodové zdi. Poprvé tak jasně ukázal hladkou a tenkou skořepinu tvořící nosný konstrukční prvek. Na Gaudiho práci navázal Eduardo Torroja (1899 až 1961), jehož nejvýznamnější skořepinovou konstrukcí je konzolová střecha hipodromu Zarzuela postaveného v roce 1935 poblíž Madridu. Střechu o dvou polích tvoří série hyperbolických paraboloidů, jejichž tloušťka na konci konzol je jen 50 mm. Je jasným příkladem španělského pojetí skořepin tvořených hladkými křivkami bez ztužujících žeber. Félix Candela navázal na předcházející konstrukce. Využil specifických vlastností hyperbolického paraboloidu – translač-


2/2009

STAVEBNÍ


4 Obr. 2 Kaple Lomas de Cuernavaca Fig. 2 Chapel Lomas de Cuernavaca Obr. 3 Betonáž skořepiny továrny Bacardí Fig. 3 Castng of the Bacardí factory shell

2

3

ní plochy, která vzniká posunem paraboly s vrcholem nahoře po parabole s vrcholem dole. Hyperbolický paraboloid má dvojí křivost, která dává konstrukci dostatečnou tuhost. Elementy konstrukce jsou ve dvou na sebe kolmých směrech namáhány tahem a tlakem. Významnou vlastností hyperbolického paraboloidu je, že jeho plocha je tvořena přímkami, a proto ji lze poměrně jednoduše zkonstruovat (obr. 4 a 5). Félix Candela navrhoval konstrukce s přímými a nebo zakřivenými okraji. Vytvářel konstrukce, které vznikly průnikem dvou více i hyperbolických paraboloidů. Stavěl také konstrukce střech složených ze dvou nebo tří hyperbolických paraboloidů, které vzájemně spojoval trojúhelníkovými a nebo lichoběžníkovými prvky, a tak vytvářel konstrukce neobyčejné krásy (obr. 6 a 7). Velmi úspěšné byly konstrukce, pro které se používá anglický termín „umbrella” – deštník. Jsou to konstrukce tvo-

5

řené čtyřmi vzájemně spojenými hyperbolickými paraboloidy, které jsou podepřeny jediným sloupem. Ten je vetknut do patky tvaru obrácené střechy – tedy také složeniny čtyř hyperbolických paraboloidů (obr. 8). Tyto konstrukce lze vzájemně skládat, a tak vytvářet rozsáhlá zastřešení, které Félix Candela navrhoval pro tržiště, továrny, skladiště a stanice metra a autobusů. Při řešení skořepinových konstrukcí Candela používal jednoduchou membránovou teorii, která je např. uvedena v [4]. VÝZNAMNÉ KONSTRUKCE Z řady postavených konstrukcí jsou nejvíce známé a obdivované následující stavby. Kaple Lomas de Cuernavaca Kaple postavená v roce 1959 je situována na náhorní plošině na okraji města Cuernavaca (obr. 2). Vytváří výraznou dominantu, která upoutá lehkostí a plastickou bohatostí. Výrazně nesymetrická konstruk-


2/2009

Obr. 1 Félix Candela Fig. 1 Félix Candela Obr. 4 Hyperbolický paraboloid Fig. 4 Hyperbolic paraboloid Obr. 5 Kaple Lomas de Cuernavaca – skruž Fig. 5 Chapel Lomas de Cuernavaca – falsework

ce kaple je tvořena jedním hyperbolickým paraboloidem (obr. 9 a 10), který je ztužen jen u spodního okraje. Převážná část konstrukce má tloušťku jen 40 mm. Kaple se stavěla dvakrát. Původní konstrukce s maximálním vzepětím 24 m se při odskružení zřítila, proto byla konstrukce znovu postavena s menším vzepětím 21,9 m. Konstrukce byla navržena na základě jednoduché membránové analýzy. Nedávno byla na univerzitě v Princetonu konstrukce znovu analyzována a posouzena. Podrobná analýza konstrukce metodou konečných prvků, 11

STAVEBNÍ


6

8

7

9 Obr. 6 Složení dvou hyperbolických paraboloidů – kostel Svatého Josefa Fig. 6 Assembly of two hyperbolic paraboloids – Church of Saint Joseph the Laborer

Obr. 7 Složení tří hyperbolických paraboloidů – kaple Svatého Vincenta Pavla Fig. 7 Assembly of three hyperbolic paraboloids – San Vicente de Paul Chapel

Obr. 8 Konstrukce tvaru deštníku Fig. 8 Structure of the umbrella shape

která zohlednila skutečnou geometrii a materiálové charakteristiky, prokázala, že jak původní návrh, tak i modifikovaný návrh jsou bezpečné. Příčina zřícení původní konstrukce tak nebyla v chybě projektu, ale pravděpodobně nerovnoměrným odskružením konstrukce. I když nová zástavba v okolí kaple poněkud znehodnocuje původní umělecký dojem z konstrukce, kaple stále slouží a dává svědectví o neskonalých možnostech tvárného betonu. Kostel Zázračné Panny Marie Kostel postavený v letech 1953 až 1955 je situován mezi rezidenčními budovami v městské části Narvarte v Mexico City. Kostel, který byl postavený na ploše 45,8 x 20,6 m, má střechu vytvořenou z jednadvaceti hyperbolických paraboloidů (obr. 11). Jejich tvar byl odvozen z již 12

10

dříve popsaných deštníkových konstrukcí (obr. 12). Félix Candela navrhl kostel s tradičním uspořádáním. V návrhu nechtěl měnit pojetí kostela, to co chtěl ukázat, bylo nové pojetí konstrukce a plastické možnosti betonu. Různě skloněné plochy hyperbolických paraboloidů s přirozeně tvarovanými sloupy zdůrazňují konstrukci nenásilně vyrůstající ze země a podobně jako gotické kostely dosahující nedostižných výšek (obr. 13 a 14). Candela analyzoval konstrukci jednoduchou membránovou teorií popsanou v jeho publikacích. I tato stavba byla znovu analyzována metodou konečných prvků na univerzitě v Princetonu. Nová analýza zohlednila postupnou výstavbu konstrukce i její chování jako celku a odhalila kritická místa konstrukce ve vrcholu střechy. Je pozoruhodné, že

Candela svým konstrukčním citem tato místa zesílil a více vyztužil. Stavba je stále ve velmi dobrém stavu. Továrna Bacardí Haly pro plnění lahví rumem Bacardí byly postaveny v roce 1960 v městě Cuautitlán. Konstrukce hal vznikla jako výzva ke konstrukci letištního terminálu v St. Louis, USA, kterou projektoval Anton Tedesko v roce 1954. Tuto konstrukci tvoří vzájemně se protínající válcové klenby ztužené jak na okrajích, tak i v místě jejich průniků. Haly továrny Bacardí jsou tvořeny šesti totožnými skořepinami, vzájemně spojenými skloněnými skleněnými stěnami (obr. 15). Skořepiny vznikly průnikem čtyř hyperbolických paraboloidů (obr. 16). Použití hyperboloického paraboloidu umožnilo Candelovi redukovat tloušťku


2/2009

STAVEBNÍ

ztužujících žeber situovaných u okrajů a v průniku skořepin. Konstrukce tak získala lehkost a eleganci. Tloušťka převážné části skořepiny je jen 40 mm. Vzdušnost řešení je také dána způsobem podepření. Skořepiny nejsou přímo uloženy na patkách, ale jsou podepřeny skloněnými stojkami přenášejícími zatížení do patek. Protože patky jsou vzájemně spojeny táhly přenášejícími vodorovnou sílu, jsou namáhány jen svislými silami. Haly byly stavěny na dvakrát. Nejdříve byly v roce 1960 postaveny tři skořepiny (obr. 3), které byly v roce 1971 doplněny o další tři. Haly jsou ve velmi dobrém stavu. Je pozoruhodné, že vedení továrny zadalo projekt sousední administrativní budovy Mies van der Rohovi, který ji navrhl, podobně jako svoje ostatní stavby, jako obdélníkovou konstrukci podepřenou ocelovým skeletem. V těsné blízkosti tak stojí naprosto rozdílné stavby. Chlad-

11a

11b

12

Obr. 9 Kaple Lomas de Cuernavaca: a) příčný řez, b) půdorys, c) podélný řez Fig. 9 Chapel Lomas de Cuernavaca: a) cross section, b) plan, c) longitudinal section Obr. 10 Kaple Lomas de Cuernavaca – odvození tvaru Fig. 10 Chapel Lomas de Cuernavaca – evolution of the form Obr. 11 Kostel Zázračné Panny Marie: a) podélný řez, b) příčný řez Fig. 11 Church of Our Miraculous Lady: a) longitudinal section, b) cross section Obr. 12 Kostel Zázračné Panny Marie – odvození tvaru Fig. 12 Church of Our Miraculous Lady – evolution of the form Obr. 13 Kostel Zázračné Panny Marie Fig. 13 Church of Our Miraculous Lady Obr. 14 Kostel Zázračné Panny Marie Fig. 14 Church of Our Miraculous Lady

ný ocelový skelet a tvárný plastický beton. A protože obě budovy se vyznačují kvalitní architekturou, nesoutěží spolu, ale doplňují se.


13

14

Restaurant Los Manantiales v Xochimilco, Mexico City Restaurant Los Manantiales byl postaven na jihu Mexico City, v rekreační oblasti s názvem Xochimilco, což znamená místo, kde rostou květiny. Konstrukce střechy, jejíž tvar připomíná lotosový květ, patří mezi nejkrásnější stavby dvacátého století (obr. 17). Střechu tvoří osm vzájemně spojených kleneb tvaru hyperbolického paraboloidu, situovaných nad kruhovým půdorysem (obr. 18 a 19). Vnější průměr skořepiny je 42,425 m, rozpětí v místě podepření je 32,4 m. BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2/2009

13

STAVEBNÍ


15 Obr. 15 Továrna Bacardí Fig. 15 Bacardí factory

Obr. 17 Restaurant Los Manantiales Fig. 17 Restaurant Los Manantiales

Obr. 16 Továrna Bacardí: a) příčný řez, b) půdorys Fig. 16 Bacardí factory: a) cross section, b) plan

Obr. 18 Restaurant Los Manantiales: a) příčný řez, b) pohled Fig. 18 Restaurant Los Manantiales: a) cross section, b) elevation

16

17

18

19

14

Obr. 19 Restaurant Los Manantiales – odvození tvaru Fig. 19 Restaurant Los Manantiales – evolution of the form Obr. 20 Restaurant akvária ve Valencii Fig. 20 Restaurant for the aquarium in Valencia


2/2009

STAVEBNÍ


20

Skořepina je podepřena v místech úžlabí mezi klenbami patkami, které mají tvar obrácených deštníkových skořepin sestavených z hyperbolických paraboloidů. Skořepina má po celé ploše tloušťku jen 40 mm, v místě úžlabí je zesílena na 120 mm. Statické účinky jsou ze skořepiny přenášeny do údolí mezi klenbami a odtud, podobně jako u obloukové konstrukce, jsou tlakem přeneseny do patek. Patky jsou po obvodě vzájemně spojeny táhly, která zachycují vodorovnou sílu výslednicí sil působících v radiálním směru. V průběhu let vznikly na povrchu skořepiny smršťovací trhliny. Podrobná statická analýza konstrukce metodou konečných prvků však prokázala nejen správnost původního návrhu konstrukce, ale i dostatečnou únosnost střechy porušené trhlinami. Podle Prof. Billingtona se dá předpokládat, že střecha bude bezpečně sloužit dalších padesát let. Restaurace byla postavena na poloostrově mezi plovoucími zahradami situovanými na zavodňovacích kanálech. Konstrukce střechy se tak zrcadlila v hladině mezi květy. Bohužel, v průběhu let hladina kanálů poklesla a zahrady byly nahrazeny budovami. Mnoho z přírodní krásy konstrukce se tak ztratilo. Nicméně konstrukce se stala vzorem pro další tři podobné konstrukce: restauraci Seerose v Potsdamu, zahradní pavilon ve Stuttgartu a restaurant akvária ve Valen-

cii, na jehož projektu Candela spolupracoval (obr. 20). Z ÁV Ě R Jak bylo uvedeno v úvodu, Candelovy konstrukce jsou krásné a současně hospodárné. Nedávné Candelovy skořepinové konstrukce postavené ve Valencii v blízkosti bombastických Calatravových staveb potvrzují, že skutečně představují vrchol architektonického a konstrukčního umění. Ačkoliv Candelovy konstrukce vznikly ve specifických podmínkách poválečného Mexika, naznačují cestu, jak konstrukce navrhovat. Na jeho práce navázal švýcarský inženýr Heiz Isler [5], který, podobně jakou Antoni Gaudí, využíval modely k odvození optimálního tvaru skořepin. Nad jakýmkoliv půdorysem vytvářel konstrukce volného tvaru úsporně namáhané jen tlakem. Je na nás, abychom takovéto konstrukce dále vyvíjeli a stavěli a přesvědčili veřejnost a investory, že tyto konstrukce jsou skutečným uměním. Je samozřejmé, že naše konstrukce musí být jiné, musí reflektovat současnou úroveň našeho poznání, musí se snadno stavět a musí mít dlouhodobou životnost a trvanlivost. Jedině tak získáme uznaní ve společnosti. Příspěvek byl vypracován za finančního přispění MŠMT ČR, v rámci výzkumného záměru MSM 0021630519 „Progresivní spolehlivé a trvanlivé nosné stavební konstrukce“.


2/2009

Literatura: [1] De Anda Alanís E. X.: Félix Candela, 1910–1997, The Mastering of Boundaries. ISBN: 978-8228-3724-5. Taschen 2008 [2] Moreyra Garlock M. E., Billington D. P.: Félix Candela – Engineer, Builder, Structural Artist. ISBN: 978-0300-12209-1, Princeton University Art Museum, Yale University Press, New Haven and London 2008 [3] Billington D. P.: The Tower and the bridge. The New Art of Structural Engineering, ISBN 0-691-02393-X, Princeton University Press. Princeton, New Jersey 1985 [4] Faber C.: Candela - The Shell Builder, Reinhold Publishing Corporation. New York 1963 [5] Chilton J.: Heinz Isler, The engineer’s contribution to Contemporary Architecture, ISBN 0 7277 2878 4, RIBA Publications. Thomas Telford, London 2000

Prof. Ing. Jiří Stráský, DSc., PE Stavební fakulta VUTv Brně Veveří 95, 662 37, Brno tel.: 541 147 845, fax: 549 250 218 Stráský, Hustý a Partneři, s. r. o. Bohunická 50, 619 00 Brno tel.: 547 101 882, fax: 547 101 881 e-mail: [email protected]

15

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

ÚČINNOST

SANAČNÍCH POSTUPŮ ZALOŽENÝCH NA KRYSTALIZAČNÍCH MATERIÁLECH EFFICIENCY OF REHABILITATION METHODS BASED ON CRYSTALLINE MATERIALS JIŘÍ PAZDERKA Článek na základě výsledků experimentálního výzkumu analyzuje účinnost a technické parametry sanačních metod založených na použití krystalizačních hydroizolačních systémů, určených pro sanace betonových konstrukcí vykazujících poruchy vlivem vody a vlhkosti. The paper describes efficiency and properties of the rehabilitation methods based on crystalline materials (these methods are used for concrete structures rehabilitation). Presented conclusions and results are based on experimental research. Krystalizační hydroizolační systémy jsou dnes již poměrně známým druhem sanačních materiálů, určených jak pro plošnou sanaci betonových konstrukcí, tak i pro sanace lokálních vad a poruch betonu (trhliny, nekvalitně provedené pracovní spáry aj.). Výraz „krystalizační hydroizolační systémy“ v sobě obecně zahrnuje několik odlišných technologických postupů, kterými lze v konečném důsledku dosáhnout vytvoření vodonepropustné betonové konstrukce, a to jak u nově budovaných, tak i stávajících staveb. Použití krystalizačních materiálů při sanacích stávajících konstrukcí tvoří obvykle výraznou většinu realizací.

PR I NC I P SANAC E Pro plošnou sanaci betonových konstrukcí vykazujících průsaky vlhkosti (typicky konstrukce spodní stavby) se nejčastěji používá sanační postup založený na aplikaci krystalizačního nátěru nebo nástřiku na předem připravený povrch konstrukce (často však také bývá aplikace krystalizačního nátěru/nástřiku používána pro zajištění vodonepropustnosti nově budovaných betonových konstrukcí – jako plnohodnotná alternativa jiných hydroizolací). Plošná sanace aplikováním krystalizačního nátěru bývá obvykle prováděna zároveň se sanací lokálních vad a poruch v konstrukci. Pro opravy trhlin, kaveren a dalších poruch v betonu se v takovém případě použije krystalizační rychle tuhnoucí jednosložková ucpávka (obr. 1), kterou je možno aplikovat dokonce i na trhliny, které vykazují průnik vody během sanace. Technologický postup aplikace krystalizačního nátěru zahrnuje celkem tři fáze: přípravu podkladu, vlastní aplikaci nátěru a fázi ošetřování, která je pro výsledný hydroizolační efekt klíčová. Z technologického hlediska lze za největší výhodu označit skutečnost, že v rámci přípravy povrchu sanované konstrukce, zatížené pronikající vlhkostí, není třeba před aplikací vlastního nátěru konstrukci nijak vysoušet. Celý postup aplikace je podrobně popsán v podkladech

1

16

výrobců krystalizačních materiálů (např. [6] a [7]). Mnohem zajímavější než technologický postup aplikace je však vlastní funkční princip působení krystalizačních hydroizolačních nátěrů, který je zcela odlišný od mechanismu působení ostatních litých vodotěsných výrobků (např. disperzních litých hydroizolací nebo litých izolací z reaktivních pryskyřic). Na rozdíl od nich totiž nespočívá hydroizolační efekt krystalizačního nátěru pouze v jeho vlastní hmotě (tloušťce). Krátce po aplikaci na povrch konstrukce vyvolá krystalizační nátěr v pórovém systému sanovaného betonu dodatečný krystalizační proces (v některých pramenech nazývaný též „katalytická reakce“), jehož důsledkem dojde k zaplnění většiny kapilárně aktivních pórů (průměr 10-7 až 10-4 m) betonu utěsňujícími krystaly (krystaly „prorůstají“ z natřeného povrchu betonu do hloubky). Nezbytnou podmínkou tohoto procesu je přítomnost vody v kapilárních pórech betonu po určitou minimální dobu, která je potřebná, aby dodatečná krystalizace proběhla v dostatečném rozsahu (proto je výhodné systém používat pro sanaci starších betonových konstrukcí, které vykazují známky neustálého plošného průsaku). T LO U Š Ť K A

VODONEPROPUSTNÉ

VRSTVY V BETONU

Při dodržení všech technologických zásad

2


2/2009

SANACE R E H A B I L I TAT I O N je výsledkem sanace vznik vodonepropustné vrstvy v betonu, která zasahuje do určité hloubky konstrukce od jejího povrchu s aplikovaným krystalizačním nátěrem. Výraz „určitá hloubka“ je použit zcela záměrně, neboť hloubka, do které jsou utěsňující krystaly schopné „prorůst“, je jednou z nejvíce diskutovaných otázek v oblasti krystalizačních hydroizolací, což ostatně potvrzují i značně rozdílné hodnoty udávané jednotlivými výrobci krystalizačních materiálů (pokud zmíněnou hodnotu ve svých podkladech vůbec uvádějí). Základním problémem je skutečnost, že měření či zjišťovaní hloubky změny struktury v betonu vlivem působení krystalizačního nátěru je velmi problematické. Doposud byla ke stanovení hloubky působení krystalizačního nátěru používána jedna z těchto tří metod: • mikroskopická analýza (většinou SEM – elektronová mikroskopie), • prvková analýza (elektronová difrakční analýza), • pořizování radarových snímků. Princip použití mikroskopické analýzy pro zjišťování hloubkového účinku krystalizačního nátěru je založen na vizuálním porovnávání mikrostruktur v různých hloubkách pod povrchem betonu, na němž byl aplikován krystalizační nátěr. Základním nedostatkem tohoto přístupu je ale skutečnost, že krystalické útvary vytvořené během hydratace cemen-

tu v betonu jsou velmi podobné (většinou téměř shodné) krystalickým formacím vytvořených dodatečnou krystalizací po aplikaci nátěru. To platí zejména při vyhodnocování snímků mikrostruktury pořízených ve vysokém rozlišení (obr. 3, snímek pořízený v rámci mikroskopické analýzy zpracované autorem článku). Naopak, při studiu snímků mikrostruktury pořízených v nižším rozlišení, nejsou utěsňující krystaly vůbec pozorovatelné (obr 4.). Navíc, jak ukázala analýza publikovaná v [3], portlandský cement za určitých podmínek vytváří vizuálně naprosto shodné „speciální“ jehlicovité krystaly jako krystalizační materiál. Z uvedeného vyplývá, že mikroskopickou analýzu není možné považovat za spolehlivou metodu zjišťování hloubkového účinku krystalizačního nátěru. Prvková analýza (elektronová difrakční analýza) betonu dokáže zjišťovat změny v množství obsažených chemických prvků v různých hloubkách ve struktuře betonu s aplikovaným krystalizačním nátěrem. Jedná se o méně rozšířenou metodu detekce změn způsobených krystalizačními materiály, navíc používanou (pro dané účely) zatím pouze v zahraničí – např. v [8]. Poslední metodou používanou pro zjišťování hloubky působení krystalizačních nátěrů je pořizování radarových záznamů konstrukcí. Principem metody je porovnávání radarových snímků sanované kon-

strukce pořízených v době před a po sanaci. Na snímcích je potom analyzován rozdílný rozsah oblastí betonu, obsahujících zvýšenou vlhkost, např. v [6]. Problémem všech tří uvedených metod (mikroskopie, radaru i prvkové analýzy) je však skutečnost, že tyto metody měří změny fyzikálních vlastností struktury betonu pouze nepřímo (zejména prvková analýza nezjišťuje fyzikální vlastnosti vůbec, ale pouze chemické složení), tzn. nedokáží přímo stanovit vodotěsné vlastnosti betonu a interpretace jejich výsledků vzhledem k těmto vlastnostem je pouze přenesená. S TA N O V E N Í

H LO U B K O V É H O Ú Č I N K U

K R Y S T A L I Z A Č N Í H O N ÁT Ě R U M E T O D O U M Ě Ř E N Í K O N TA K T N Í C H Ú H L Ů

Alternativou k metodám uvedeným v předchozím odstavci je nová metoda, využívající principu měření rozdílné hodnoty kontaktního úhlu testovací kapaliny na povrchu zkoumaného vzorku. Použití této metody je založeno na hypotéze předpokládající rozdílné vlastnosti povrchu (lomové roviny) betonu a betonu s krystalizačním materiálem. Hodnota kontaktního úhlu kapaliny na povrchu materiálu je měřena jako úhel mezi povrchem materiálu a tečnou k povrchu kapky kapaliny, která na něm spočívá. Lze předpokládat, že beton s aplikovaným krystalizačním nátěrem má po procesu dodatečné krystalizace mnohem

Obr. 1 Sanace lokálních vad nekvalitně provedené betonové konstrukce pomocí krystalizační ucpávky Fig. 1 Local failures in concrete structure repair by crystalline fast-setting compound Obr. 2 Plošná sanace betonové konstrukce aplikací krystalizačního nástřiku Fig. 2 Concrete structure rehabilitation by crystalline slurry coat Obr. 3 Utěsňující krystaly vytvořené krystalizačním materiálem (SEM, zvětšeno 10 000x) Fig. 3 Crystalline structure created by crystalline material (SEM, zoom 10 000x)

3

4

Obr. 4 Detail oblasti styku krystalizačního nátěru s povrchem betonu (SEM) Fig. 4 The place of contact between crystalline coat and concrete surface (SEM) Obr. 5 Vliv dodatečné krystalizace na hodnotu kontaktního úhlu Fig. 5 Additional crystallization effect on contact angle value

5


2/2009

17

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

6

Contact Angle Value Analysis

Contact Angle Mean [deg.]

7

8

Obr. 6 Základ zkušebních těles – betonová krychle s aplikovaným krystalizačním nátěrem Fig. 6 Concrete cube with crystalline coat (the base platform for test specimen creation) Obr. 7 Přístroj KRÜSS DSA 100 (laboratoř TU Wien) Fig. 7 The KRÜSS DSA 100 device (TU Wien laboratory)

Time [sec]

více uzavřený pórový systém než beton bez úpravy. Výsledkem tedy musí být vyšší hodnota kontaktního úhlu kapaliny na povrchu lomové roviny betonu s krystalizačním materiálem, neboť uzavřený pórový systém znesnadňuje vsakování kapaliny z povrchu oproti běžnému betonu s otevřenými póry. Princip této úvahy je zobrazen na obr. 5. Metoda předpokládá měření kontaktního úhlu kapaliny na povrchu řezné roviny betonu vedené kolmo k povrchu s aplikovaným krystalizačním nátěrem. Měření se provádí v různých vzdálenostech od natřeného povrchu (délka kroku cca 5 mm). Cílem zkoušky není zjištění absolutních hodnot kontaktního úhlu v jednotlivých bodech měření, ale sledování změny těchto hodnot v závislosti na hloubce. Od určité hloubky se potom předpokládají již ustálené hodnoty (v oblasti, kam již účinek krystalizačního nátěru nezasáhl). Výhodou metody měření rozdílné hodnoty kontaktního úhlu kapaliny na povrchu materiálu je 18

Obr. 8 Graf (vytvořený softwarem přístroje) zobrazující hodnoty kontaktních úhlů jednotlivých sond v závislosti na čase pro jeden z testovaných povrchů Fig. 8 Graph (created by software) – relation between contact angle values and the test time (one of tested surfaces)

skutečnost, že na rozdíl od prvkové analýzy, mikroskopie i radarových snímků je tato metoda založena na přímém měření fyzikálních vlastností materiálu (kontaktní úhel), které přímo souvisejí s vodonepropustností. Stanovení hloubky působení krystalizačního nátěru pomocí metody měření kontaktních úhlů bylo poprvé provedeno autorem článku ve spolupráci s kolegy z Institutu für Hochbau und Technologie na TU Wien v Rakousku. Měření bylo provedeno na zkušebních tělesech, jejichž základem byla normová [4] betonová krychle s délkou hrany 150 mm. Zkušební krychle byla vytvořena z betonu C16/20 a přibližně po dvou měsících byl na jeden z jejích povrchů technologickým postupem předepsaným výrobcem [6] aplikován krystalizační nátěr Penetron (obr. 6). Bezprostředně po aplikaci nátěru bylo přistoupeno k ošetřování natřeného povrchu, které probíhalo po dobu 28 dní (tedy podstatně déle, než je předepsáno). Po dalších třech měsících, kdy

bylo zkušební těleso uloženo v běžných interiérových podmínkách (θ = 21 °C, φ = 50 %), byla zkušební krychle rozřezána na několik plátků tloušťky cca 20 mm. Jednotlivé plátky byly z krychle vyříznuty ve směru kolmo k povrchu s aplikovaným krystalizačním nátěrem. Na těchto zkušebních plátcích bylo poté provedeno vlastní měření. Pro experimentální měření byla použita optická metoda měření kontaktních úhlů, neboť tato metoda je vhodná pro měření kompozitních materiálů jako je beton. Měření probíhalo v laboratořích TU Wien (obr. 7) za použití přístroje KRÜSS DSA 100. Vzdálenost mezi jednotlivými sondami byla vždy určena podle struktury betonu v daném místě, neboť bylo třeba vyloučit vliv kameniva (sondy byly samozřejmě prováděny pouze v místě cementového tmelu). Po provedení sond byly pomocí ovládacího softwaru přístroje zpracovány výsledky měření pro jednotlivé body, ve kterých byla zjišťována hodnota kontaktního úhlu. Hodnoty kontakt-


2/2009

SANACE R E H A B I L I TAT I O N ního úhlu pro jednotlivé sondy v závislosti na čase od aplikace testovací kapky jsou zobrazeny na obr 8. Výsledky naměřené během experimentu ukázaly, že u daných zkušebních těles (beton: C16/20, ošetřování nátěru: 28 dní, celková doba mezi aplikací nátěru a měřením: čtyři měsíce) krystalizační nátěr změnil vlastnosti struktury testovaného betonu do hloubky cca 50 mm pod povrchem. Přibližně do této vzdálenosti od natřeného povrchu betonu totiž hodnoty kontaktního úhlu testovací kapaliny zaznamenávaly pokles. Směrem dále od povrchu (do větší hloubky) už zůstávaly naměřené hodnoty přibližně shodné. Měření metodou kontaktních úhlů však může být v daném případě ovlivněno několika faktory, které v důsledku mohou zatížit celkové měření chybou (během experimentálního měření nebyly vždy naměřeny optimální výsledky – hodnoty některých sond se odchylovaly od zmíněné tendence). Typickým příkladem je měření v blízkosti zrna, které může výrazně ovlivnit naměřenou hodnotu kontaktního úhlu. Vliv na hodnotu kontaktního úhlu mají také velké kapilárně otevřené póry na povrchu, úprava povrchu aj. I přes tyto nedostatky lze ale konstatovat, že metoda založená na měření hodnoty kontaktního úhlu kapaliny v různých hloubkách pod povrchem betonu je vhodný způsob, kterým lze sledovat změny struktury v betonu způsobené krystalizačním nátěrem.

Z ÁV Ě R Výsledky experimentů provedených autorem článku jednoznačně prokázaly hloubkový účinek krystalizačního nátěru, tzn. jeho schopnost změnit charakter pórového systému v betonu do hloubky řádově několika desítek milimetrů pod povrchem, a tím významně snížit jeho propustnost pro vodu. Na základě prezentovaných výsledků a zároveň v kontextu s výsledky předchozího výzkumu prováděného autorem (např. zkoušky propustnosti prováděné dle [5], jejichž výsledky byly prezentovány v [1] a [2]) lze konstatovat, že sanační metody založené na použití krystalizačních nátěrů jsou účinnou formou ochrany betonových konstrukcí proti působení vody a vlhkosti a jejich používání lze (v případě odborně provedené aplikace) doporučit. Článek byl vytvořen za podpory výzkumného záměru MSM 6840770001 – Spolehlivost, optimalizace a trvanlivost stavebních materiálů a konstrukcí. Foto: autor Text článku byl posouzen odborným lektorem. Ing. Jiří Pazderka, Ph.D. Katedra konstrukcí pozemních staveb Fakulta stavební ČVUT v Praze e-mail: [email protected] tel.: 224 354 708


2/2009

Literatura: [1] Pazderka J., Burgetová E.: Krystalizační hydroizolace, časopis Stavitel 6/08, s. 12-14, Economia, a. s., Praha 2008, ISSN 1210-4825 [2] Burgetová E., Pazderka J.: Betony s krystalizační příměsí a jejich odolnost proti tlakové vodě, časopis Stavební obzor 7/08, ČVUT Fakulta stavební, Praha 2008, ISSN 1210-4027 [3] Pazderka J.: Strukturální změny v betonu vyvolané krystalizačními nátěrovými hydroizolacemi a jejich vliv na vodotěsnost sanované konstrukce, 8. konf. „Poruchy a rekonštrukcie obvodových plášťov a striech“, sb. s. 77–81, TU Košice, Podbanské 2007, ISBN 978-80-232-0275-5 [4] ČSN EN 206-1 Beton – Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda, ČSNI, Praha 2001 [5] ČSN EN 12390-8 – Zkoušení ztvrdlého betonu – Část 8: Hloubka průsaku tlakovou vodou, ČSNI, Praha 2001 [6] Xypex – technologie, Nekap, s. r. o., Praha 2005 [7] Penetron – hydroizolační systém, ABF stavební katalog, CPM, spol. s r. o., Praha 2001 [8] http://www.penetron.com/en

19

M AT E R I Á LY M AT E R I A L S

A TECHNOLOGIE AND TECHNOLOGY

ZHUTŇOVANIE

ČERSTVÉHO BETÓNU VIBRACIOU A FYZIKÁLNA INTERPRETÁCIA RÔZNYCH DRUHOV ZLOŽENÉHO KMITANIA COMPACTING OF GREEN CONCRETE BY VIBRATION AND PHYSICAL INTERPRETATION OF VARIOUS TYPES COMPOSITE OSCILLATIONS r \ r c = ∑c ,

KAMIL ČVERHA

(1)

Y

V príspevku sú uvedené výsledky experimentálnych meraní vibrovania čerstvého betónu o konzistenciách 10 až 40 s VeBe, a rôznych pomerov miešania frakcií kameniva a vplyv zmeny zrýchlenia vibrácie na objemovú hmotnosť zatvrdnutého betónu. Čerstvý betón pozostával len z dvoch frakcii kameniva, ktoré sa menili vo vzájomnom pomere a taktiež sa menila jeho konzistencia. Bolo vytvorených 16 rôznych receptúr, z každej receptúry bolo vytvorených 5 kociek, ktoré sa líšili vo vyššie uvedených aspektoch. Sledoval sa vplyv zmeny zrýchlenia vibrácie čerstvého betónu na objemovú hmotnosť zatvrdnutého betónu. This paper deals with results of experimental measurements of vibration of green concrete with consistency from 10 to 40s VeBe, and various rates of fractions of gravel aggregates, influence of the change of acceleration on the volumetric weight of hardened concrete. Green concrete consisted only of two fractions of gravel aggregates, which changed at a reciprocal rat; also its consistency changed. In all, 16 prescriptions were prepared; from each prescription five cubes were made, differing in the aspects mentioned above. The influence of change of acceleration of vibration on the volumetric weight of hardened concrete was monitored. Objemová hmotnosť predstavuje hmotnosť objemovej jednotky látky pričom sa do objemu započítava aj objem dutín a pórov. Čerstvý betón sa pôsobením vibrácie dostáva do polotekutého stavu, pri ktorom sa snažia častice zmesi čerstvého betónu vplyvom pôsobenia tiažového a vibračného zrýchlenia zaujať čo najstabilnejšiu polohu. Tým sa tuhosť čerstvého betónu postupne zväčšuje a pri prerušení vibrácie sa stáva skoro tuhou látkou. Čím väčšia je hutnosť čerstvého betónu, tým menej môžu kmitať jeho častice jednotlivo a blížime sa ku stavu, keď zhutňovaný objem kmitá ako celok. FYZIKÁLNA

I N T E R P R E TÁC I A R Ô Z N Y C H D R U H O V

Z LO Ž E N É H O K M I TA N I A

Vznik zložených kmitov Uvažujme kmitavé pohyby hmotného bodu, pre ktoré platí princíp superpozície. Jednotlivé kmitavé pohyby koná hmotný bod súčasne, deju sa nezávisle na sebe, takže výsledný kmitavý pohyb hmotného bodu je daný ich zložením (superpozíciou). Ak koná hmotný bod súčasne niekoľko kmitavých pohybov, je výchylka jeho kmitavého pohybu rovná vektorovému súčtu výchyliek dielčích kmitavých pohybov. Ak pôsobí na hmotný bod súčasne n budiacich síl, je výsledná → výchylka u bodu z jeho rovnovážnej polohy rovná 20

Y= →

→ uk

kde je výchylka hmotného bodu, ktorú spôsobila sila F k, k = 1,...n, ak by pôsobila iba sama. Ak majú všetky kmity rovnaký smer (prebiehajú v jednej priamke) je výsledná výchylka u rovná \

c = ∑ cY .

(2)

Y=

Veľmi dôležitým prípadom je skladanie harmonických kmitov rovnakého alebo rôzneho smeru. Skladanie rovnako smerných kmitov rovnakej uhlovej frekvencie Uvažujme, že hmotný bod koná v priamke súčasne dva harmonické kmitavé pohyby vyjadrené vzťahmi u1 = um1 sin(ωt + φ01)

(3)

u2 = um2 sin(ωt + φ02)

(4)

Amplitúdy výchyliek um1, um2 aj počiatočné fázy φ01, φ02 sú obecne rôzne, uhlové frekvencie oboch kmitavých pohybov sú rovnaké. Výchylka výsledného kmitavého pohybu je rovná algebrickému súčtu výchyliek u1 a u2 dielčích kmitavých pohybov teda u = u1 + u2 = um1 sin(ωt + φ01) + um2 sin(ωt + φ02)

(5)

Úpravou pravej strany tejto rovnice dostaneme u = um1 (sinωt cosφ01 + cosωt sinφ01) + + um2 (sinωt cosφ02 + cosωt sinφ02) = = um sinωt cosφ0 + um cosωt sinφ0 = um sin(ωt + φ0)

(6)

So zavedenou substitúciou um cosφ0 = um1 cosφ01 + um2 cosφ02

(7)

um sinφ0 = um1 sinφ01 + um2 sinφ02

(8)

Veličina um je amplitúdou výchylky výsledného kmitavého pohybu, ktorý je taktiež harmonický s rovnakou uhlovou frekvenciou ako skladané kmity a φ0 je počiatočná fáza výsledného kmitavého pohybu. Veličiny um a φ0 závisia na amplitúdach výchyliek a na začiatočných fázach dielčích kmitov. Ich hodnoty určíme z rovníc (7) a (8) c aW\ϕ + c[ aW\ϕ bUϕ = [ (9) c[ Q]a ϕ + c[ Q]a ϕ Umocnením rovníc (7) a (8) a ich spočítaním získame vzťah pre výpočet amplitúdy výslednej výchylky um


2/2009

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 Y

c[ = c[ + c[ + c[c[ Q]aϕ − ϕ .

Z týchto vzťahov vyplýva podmienka pre periodicitu výslednej funkcie u

(10)

Z toho vzťahu vyplýva, že um je maximálne a rovné um1 + um2, ak je cos(φ02 – φ01) = 1. Teda pre φ02 – φ01 = 2πk, kde k je celé číslo. Zložky u1 a u2 sú vo fáze. Naopak um je minimálne a rovné |um1 + um2|, ak φ02 – φ01 = (2k + 1)π. Zložky u1 a u2 majú opačnú fázu. Skladanie harmonických kmitov možno výhodne prevádzať → → pomocou rotujúcich vektorov u m1 a u m2, ktoré zakreslíme v rovine x, y v čase t = 0 (obr. 1). → → Zložením vektorov u m1 a u m2, ktorých veľkosti sa rovnajú amplitúdam výchyliek um1 a um2, dostaneme výsledný vek→ tor u m. → Veľkosť tohto vektoru u m získame výpočtom podľa kosínusovej vety v tvare (10). Vzťah (9) pre výpočet počiatočnej fázy výsledného kmitania φ0 môžeme jednoducho odvodiť z vyššie uvedeného obrázka. Skladanie rovnako smerných harmonických kmitov rôznych frekvencií Predpokladajme, že zložené kmity sú harmonickými kmitmi s uhlovými frekvenciami ω1 ≠ ω2 a výchylkami u1 = um1 sin(ωt + φ01)

(11)

u2 = um2 sin(ωt + φ02)

(12)

(14)

Súčasne platí

ω2T = 2πn2 ,

(16)

T = n1T1 = n2T2 ,

(18)

kde f1, f2 a T1, T2 sú frekvencie a periódy dielčích kmitov. Perióda T výsledných kmitov sa rovná najmenšiemu spoločnému násobku dôb kmitov T1 a T2 . Výsledné kmitanie bude teda periodické, ak budú uhlové frekvencie dielčích kmitov v pomere celých čísel. Časový priebeh výchylky výsledného kmitavého pohybu pre dva dielčie harmonické kmity s pomerom frekvencií je f1/f2 = 3/2 (obr. 2). Skladanie rovnako smerných kmitov blízkych frekvencií Položme amplitúdy výchyliek obidvoch zložených harmonických kmitov um1 = um2 = um. Potom podľa vzťahu (13) bude výsledný kmitavý pohyb popísaný funkciou u = um = [sin(ω1t + φ01) + sin(ω2t + φ02)] .

(19)

α −β

aW\

α +β

,

dostávame c = c[ Q]a

Tento vzťah už nemožno upraviť tak, aby sme dostali výslednú výchylku ako harmonickú funkciu času. Je možné, aby pri splnení určitej podmienky boli výsledné kmity periodické s periódou T. Periodická funkcia času u podľa (13) musí spĺňať pre ľubovoľný čas t podmienku (u)t = u(t + T), preto

(15)

alebo

aW\α + aW\β = Q]a

u = u1 + u2 = um1 sin(ωt + φ01) + um2 sin(ωt + φ02) (13)

ω1T = 2πn1 ,

(17)

Ak použijeme vzťah

Výchylku u týchto kmitov dostaneme superpozíciou týchto dielčích kmitov teda

u(t) = um1 sin[ω1(t + T) + φ01] + + um2 sin[ω2(t + T) + φ02]

\ ω T B , = = = \ ω T B

ω − ω

b+

ϕ − ϕ

aW\

ω + ω

b+

ϕ + ϕ

. (20)

π Príklad časovej závislosti výslednej výchylky pre ϕ = ϕ = je uvedený na obrázku 3. ω + ω a časovo Výsledné kmity majú teda uhlovú frekvenciu premennú amplitúdu, danú pre blízke uhlové frekvencie ω1 a ω2. π Pomaly sa meniaca funkcia ϕ = ϕ = , ktorej perióda rastie zo zmenšovaním rozdielu frekvencie dielčích kmitov. Takéto kmity sa nazývajú rázy. Jedná sa o akustické harmonické kmity, ktoré budia v sluchu zvukový vnem, potom je intenzita zvuku úmerná štvorcu amplitúdy akustických kmitov. Počujeme teda výsledný tón, ktorého intenzita kolíše s frekvenciou fr , ktorá sa rovná dvojnásobku frekvencie kosínusovej

kde n1, n2 sú celé čísla.

Obr. 1 Použitie metódy rotujúcich vektorov pre zloženie harmonických kmitov Fig. 1 Applying the method of spinning vectors for the composition of harmonic oscillations

1

Obr. 2 Skladanie kmitov Fig. 2 Assembling of oscillations


2/2009

2

21



4 Obr. 3 Vznik rázov Fig. 3 Formation of shocks

3

funkcie, určujúcej časovo premennú amplitúdu výsledného kmitania, teda

π T` =

ω − ω

= π T − T .

(21)

Frekvencie rázov sa teda rovnajú absolútnej hodnote rozdielu frekvencií dielčích kmitov. Skladanie vzájomne kolmých harmonických kmitov rovnakej uhlovej frekvencie Kmitavý pohyb hmotného bodu, ktorý vznikne zložením dvoch harmonických kmitavých pohybov rovnakej uhlovej frekvencie, ktoré prebiehajú v navzájom dvoch kolmých osiach ux a uy so začiatkom totožným s rovnovážnou polohou hmotného bodu (obr. 4). Pre okamžité výchylky hmotného bodu (súradnice) ux a uy v smere príslušných osí platí ux = umx sin(ωt + φ0x) ,

(22)

uy = umy sin(ωt + φ0y) = umy sin(ωt + φ0x + φ0) ,

(23)

kde φ0 = φ0y – φ0x. Ak prebiehajú obidva kmitavé pohyby súčasne, pohybuje sa hmotný bod po trajektórii určenej parametrickými rovnicami (22) a (23). Rovnicu trajektórie dostaneme, ak vylúčime z týchto rovníc čas t. Zo vzťahu (22) vyjadríme cf = aW\ω b + ϕ f . (24) cg Zo vzťahu (23) dostaneme výraz cg = aW\ω b + ϕ f Q]aϕ + Q]aω b + ϕ f aW\ ϕ . c[g

(25)

Úpravou vzťahu (25) s ohľadom na vzťah (24) dostaneme výraz cg c[g

=

⎛ c ⎞ cf Q]aϕ + − ⎜ f ⎟ aW\ ϕ ,(26) c[f ⎝ c[f ⎠

⎛ c ⎞ ⎛ c ⎞ c f cg g ⎟ = aW\ ϕ , ⎜ f ⎟ − Q]aϕ + ⎜ c[f c[g ⎝ c[g ⎠ ⎝ c[f ⎠

(27)

čo predstavuje rovnicu elipsy. Orientácia a veľkosť jej polosí závisí na amplitúdach umx a umy a rozdielu počiatočnej fázy. Ak chceme určiť tvar trajektórie pre vybrané prípady φ0 1. φ0 = 0 ±2π, ±4π,... trajektóriou je priamka s rovnicou 22

Obr. 4 Skladanie kolmých harmonických kmitov rovnakej uhlovej frekvencie Fig. 4 Assembling of perpendicular harmonic oscillations with the same angular frequency

cg =

c[g c[f

cf .

(28)

Výsledný kmitavý pohyb je teda harmonický s uhlovou frekvenciou ω, ktorý prebieha v priamke danej rovnice (28) s amplitúdou výchylky c[f + c[g (obr. 4a). 2. φ0 = ±π, ±3π, ±5π,... z rovnice (27) zistíme, že výsledkom je znovu harmonicky pohyb po priamke daný rovnicou c[g cg = − cf . (29) c [f

! # 3. ϕ = ± ± π ± π . V tomto prípade prejde rovnice (27) na

π

rovnicu elipsy v kanonickom tvare ⎛ c ⎞ ⎛ cg ⎞ ⎟ = . ⎜ f ⎟ +⎜ ⎝ c[f ⎠ ⎝ c[g ⎠

(30)

Rovnica elipsy sa pri rovnosti amplitúd výchylok umx = umy zmení na kružnicu (obr. 4b). 4. V ostatných prípadoch veľkosti rozdielu počiatočnej fázy φ0 je trajektóriou elipsa podobná niektorej krivke na (obr. 4c). Skladanie vzájomne kolmých harmonických kmitov s rôznymi uhlovými frekvenciami Výsledkom zloženia dvoch kolmých kmitaní s rôznymi uhlovými frekvenciami je zložený kmitavý pohyb. Rozlišujeme dva prípady: • Pomer kmitočtov dielčích kmitov nie je racionálnym číslom. V tomto prípade nie je trajektóriou kmitajúceho hmotného bodu uzavretá krivka, pretože výsledné kmitanie nie je periodické. Keď sa hmotný bod vráti do bodu, ktorým už skôr prešiel, nemá v obidvoch prípadoch rovnaký vektor rýchlosti. Trajektóriou je krivka, ktorá vyplňuje plochu obdĺžnika určenou bodmi ux ∈ 〈–umx , umx〉, uy ∈ 〈–umy , umy〉, v súradnicovej rovine zadanej navzájom kolmými osami ux a uy, kde umx a umy sú amplitúdy výchyliek dielčích kmitov. • Ak sa dá vyjadriť pomer kmitočtov dielčích kmitov pomerom celých čísel, je výsledné kmitanie periodické. Trajektóriou výsledného kmitavého pohybu hmotného bodu je potom


2/2009

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 Y Obr. 5 Lisajousové krivky pre pomer frekvencií 1 : 2 Fig. 5 Lissajous’s curves for rates of frequency 1 : 2 Obr. 6 Lisajousová krivka pre pomer frekvencií 3 : 4 Fig. 6 Lissajous’s curve for rates of frequency 3 : 4 5 Obr. 7 Závislosť medzi frekvenciou a zrýchlením vibrácií na plnej forme Fig. 7 Dependence between frequency and acceleration of vibration on the filled form Obr. 8 Závislosť medzi frekvenciou a amplitúdou vibrácie Fig. 8 Dependence between frequency and amplitude of vibration

6 Obr. 9 Závislosť medzi zrýchlením a amplitúdou vibrácie na plnej forme Fig. 9 Dependence between acceleration and amplitude of vibration onto filled form Frekvencia vibrovania [Hz] 50 66,667 83,333 100 116,667

Otáčky elekt. [ot./min] 3000 4000 5000 6000 7000

Amplitúda Amplitúda na prazdnej forme na plnej forme [mm] [mm] 0,13 0,12 0,1325 0,125 0,1375 0,135 0,145 0,1425 0,1535 0,152

Zrýchlenie na plnej forme [G] 1,2073 2,2357 3,7728 5,7346 8,3258

Tab. 1 Hodnoty frekvencií, amplitúd a zrýchlení pri otáčkach elektromotora vibračného stola Tab. 1 Values of frequency, amplitudes and accelerations at the revolutions of the electric motor of the vibrating table

7

RSTAB RFEM Program pro výpočet rovinných i prostorových prutových konstrukcí

Program pro výpočet konstrukcí metodou konečných prvků

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

9

Dlubal

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

B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A NInzerce A C E 96,5x132 2 zrcadlo / 2 0(Beton 0 9 CZ 2009)_01.indd

1

Statika, která Vás bude bavit ...

www.dlubal.cz

8

Demoverze zdarma ke stažení

Navrhování podle nových evropských norem

23

27.3.2009 10:16:36

M AT E R I Á LY SCIENCE

A AND

TECHNOLOGIE RESEARCH

Konzistencia VeBe [s] 10 20 30 40 10 20 30 40 10 20 30 40 10 20 30 40

Číslo recept. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16

Pomery frakcií kameniva (0–4) / (8–16) [%] 40 / 60 40 / 60 40 / 60 40 / 60 50 / 50 50 / 50 50 / 50 50 / 50 60 / 40 60 / 40 60 / 40 60 / 40 70 / 30 70 / 30 70 / 30 70 / 30

Vodný súčinitel w = V/C [–] 0,49 0,45 0,42 0,39 0,51 0,47 0,45 0,42 0,53 0,51 0,48 0,44 0,55 0,52 0,49 0,46

frakcia 0–4 [kg/m3] 759 771 781 789 939 955 965 976 1115 1129 1144 1162 1290 1310 1326 1342

Zloženie receptúry frakcia 8–15 voda [kg/m3] [kg/m3] 1311 156 1332 144 1350 134 1364 126 1082 136 1100 151 1112 143 1125 134 856 171 567 162 879 152 893 140 637 177 647 166 655 157 663 148

cement [kg/m3] 320 320 320 320 320 320 320 320 320 320 320 320 320 320 320 320

Tab. 2 Zloženie receptúr Tab. 2 Composition of prescriptions

uzavretá krivka, tzv. Lisajousová krivka. Na obr. 5 je uvedený tvar Lisajousových kriviek pri skladaní kmitov, ktoré sú dané vzťahmi ux = umx sin ωt ,

(31)

uy = umy sin(2ωt + φ0) , π π pre ϕ = ϕ = − ϕ = − . "

(32)

E X P E R I M E N TÁ L N A Č A S Ť V rámci experimentálnych prác bol skúmaný vplyv zmeny zrýchlenia vibrovania na objemovú hmotnosť zatvrdnutého betónu rôznej konzistencie a zrnitosti. Tastografom boli namerané amplitúdy vibrácie vibračného stola pri jednotlivých frekvenciách a z amplitúd boli vypočítané hodnoty zrýchlenia vibrácie. Tieto merania boli uskutočnené na prázdnych a plných formách skúšobných kociek. Je zrejme, že hodnoty vyšších ampli-

HtdWaZ]aÍ[SRhWh`ÝQVZS\[dWP`tQWSO]PXS[]d]cV[]b\]aÍ]c^`W^][S`STÒYQW "$

#

"$

"!#

"#

HtdWaZ]aÍ[SRhWh`ÝQVZS\[dWP`tQWSO]PXS[]d]cV[]b\]aÍ]c^`W^][S`STÒYQW ##

#

"#

"#

"!"

!&!

!$& !#

!#"

!&

!! !

!%!

!!'

!!

!#

!&

!!%

! !

!!

'

&#

=PXS[]dtV[]b\]aÍYU[


"

"%

!&"

"

"

!&

!#

!$!

!%

!

' !!

!

%#

#

"

! % %

# % !

& ! !

"

! % %

H`ÝQVZS\WSdWP`tQWS5

10a

aDS0S

aDS0S

10b

"aDS0S

aDS0S

!aDS0S

!!%

!!!

!%

!%"

! !

!$ !$

!

!!$

!"" !"

!! #

%#

$'

!

&%

&!

&$

&

!"$

!'


! '

!!# ! &

!!

!'

& ! !

"aDS0S

HtdWaZ]aÍ[SRhWh`ÝQVZS\[dWP`tQWSO]PXS[]d]cV[]b\]aÍ]c^`W^][S`STÒYQW %!

!&'

!#


aDS0S

!#

" #

"

# % !


!aDS0S

HtdWaZ]aÍ[SRhWh`ÝQVZS\[dWP`tQWSO]PXS[]d]cV[]b\]aÍ]c^`W^][S`STÒYQW $"

"#

!$!

''

&

#

!' !$&

!"

#

!

!%$ !%"

!"'

#

#

"!! "$

#

%

!

&#

%"

%

%$

"&

&

#

& #

#

"

! % %

# % !

& ! !

"


10c

24

aDS0S

aDS0S

!aDS0S

! % %

# % !

& ! !


"aDS0S

10d

aDS0S

aDS0S

!aDS0S

"aDS0S


2/2009


A

TECHNOLOGIE AND RESEARCH

11c

11a

11b

11d

Obr. 10 Závislosť medzi zrýchlením a objemovou hmotnosťou zatvrdnutého betónu pri pomere frakcií kameniva: a) 40/60, b) 50/50, c) 60/40, d) 70/30 Fig. 10 Dependence between acceleration and the volume weight of hardened concrete at the rate of the fractions of gravel aggregates: a) 40/60, b) 50/50, c) 60/40, d) 70/30

11e

11f

Obr. 12 Závislosť medzi zrýchlením vibrácie a časom vibrovania pri pomere frakcií kameniva: a) 40/60, b) 50/50, c) 60/40, d) 70/30 Fig. 12 Dependence between acceleration and time of vibration at the rate of fractions of gravel aggregate: a) 40/60, b) 50/50, c) 60/40, d) 70/30

Obr. 11 Vibračný stôl a jeho detaily a), b), c), d), e), f) Fig. 11 Vibration plate and its details a), b), c), d), e), f)

túd, čiže aj vyššie zrýchlenia vibrácie, boli dosiahnuté na prázdnych formách. Pri plných formách vzhľadom na to, že hmotnosť formy kociek spolu s hmotnosťou čerstvého betónu je o mnoho vyššia ako hmotnosť samotnej formy, tak hodnoty amplitúd vibrácie a teda aj zrýchlenia vibrácie boli nižšie. Bolo vytvorených 16 receptúr, každá receptúra pozostávala z konštantného množstva cementu, dvoch frakcií kameniva, ktorých pomery sa menili, množstvo pridanej vody záviselo od konzistencie čerstvého betónu. Z každej receptúry bola

vytvorená séria piatich kociek, ktoré sa zhutňovali vibráciou pri rôznych frekvenciách. Celkovo bolo týmto spôsobom skúmaných 80 kociek. Zhutňovanie prebiehalo na vibračnom stole s plynulou reguláciou zrýchlenia vibrácie od 1,207 do 8,325 G, pri nemeniacej sa polohe vývažkov. Z každej receptúry bolo vyhotovených päť kociek, ktoré sa zhutňovali pri frekvenciách: 50; 66,7; 83,33; 100 a 116,7 Hz.

12a

12b

12c

12d


2/2009

25



Literatúra: [1] Čverha K.: Vibrovanie a pôsobenie vibrácie na čerstvý betón, In.: Zb. VIII. ved. konf. Stav. f. TU v Košiciach, Košice, 2007, ISBN 978-80-8073-792-4 [2] Čverha K., Hela R.: Vplyv zmeny konzistencie a zrnitosti kameniva na čas zhutňovania čerstvého betónu vibráciou, In: CONSTRUMAT 2007, Sb. 13. mezinár. konf., Ostrava, VŠB, 2007, ISBN 978-80-248-1536-7 [3] Čverha K., Ďurica T.: Vplyv zmeny frekvencie vibrovania na rýchlosť sadania zmesi čerstvého betónu. In: Prefabrikace a betonové dílce 2007, Pardubice, ČBS ČSSI a ČBS Servis, 2007, pp. 148–153, ISBN 978-80-903807-9-0 [4] Čverha K., Hela R.: Zmena zrýchlenia ako aspekt ovplyvňujúci čas zhutňovania čerstvého betónu rôznej konzistencie a zrnitosti kameniva. In: Betón 2007, október 2007, Štrbské pleso, ISBN 978-80-8073-851-8 [5] Čverha K., Ďurica T.: Rýchlosť sadania čerstvého betónu vo forme o rôznej konzistencie a zrnitosti kameniva pôsobením rôzneho zrýchlenia vibrácie. In: 14. Betonářské dny 2007, listopad 2007, Hradec Králové, Sb. přísp., ČBS Servis, pp. 375–380, ISBN 978-80-87158-04-3 [6] Čverha K., Ďurica T., Hela R.: Vplyv zmeny zrýchlenia vibrácie čerstvého betónu o rôznej konzistencii na objemovú hmotnosť zatvrdnutého betónu zloženého z rôznych pomerov miešania frakcií kameniva. In: Technologie betonu (2008), květen 2008, Praha, ČBS Servis, pp. 156–164, ISBN 978-80-87158-09-8 [7] Čverha K.: Proces zhutňovania čerstvého betónu a dosiahnutie absorpčnej frekvencie zhutňovania, In: Stavebné hmoty, č. 3 (2007), s. 13–15, ISSN 1336-6041 [8] Čverha K.: Rýchlosť zmeny polohy častíc v čerstvom betóne pri vibrácií, In: Stavebné hmoty, roč. 3, č. 4 (2007), s. 42–45, ISSN 1336-6041 [9] Filouš J.: Technologie stavebních dílců I, Praha: SNTL, 1983 [10] Hela R.: Technologie stavebních dílců, VUT Brno, 2001, ISBN 80-214-1991-1 [11]Komloš K.: Reológia čerstvého betónu, VEDA: Bratislava, 1984 [12] Říha J.: Technológie stavebních dílcu – Technologické subsystémy, Praha: SNTL, 1982 [13] Říha J.: Základy výroby stavebních dílcu – Technologické subsystémy, Praha: SNTL, 1981 [14] Stork J.: Teória skladby betónovej zmesi, Bratislava: SAV, 1964 [15] Unčík S.: Technológia stavebných dielcov, Bratislava: STU, 1991

Hodnoty zrýchlenia vibrácie v jednotkách [G] dostaneme predelením rovnice (33) gravitačnou konštantou g = 9,81 ms-2. Zloženie receptúry Pre betón bol použitý Cement I 42,5 R (Hranice) 320 kg/m3, ako jemné kamenivo frakcie 0–4 kopaný piesok, praný (Žabcice) objemové hmotnosti 2 560 kg/m3, ako hrubé kamenivo frakcie 8–16 amfibolit (Želešice) objemové hmotnosti 2 950 kg/m3 a voda. Z tab. 2 je zrejme, že zloženie všetkých 16 receptúr pozostávalo z dvoch frakcií kameniva, (0/4 a 8/16), ktoré sa menili vo vzájomnom pomere, taktiež sa menila konzistencia. Z každej receptúry bolo vyhotovených päť kociek, ktoré sa zhutňovali pri frekvenciách 50; 66,7; 83,33; 100 a 116,7 Hz, čo zodpovedalo zrýchleniam vibrácie 1,2073; 2,2357; 3,7728; 5,7346 a 8,3258 G. Celkovo bolo vyhotovených 80 kociek, na ktorých sa sledovala zmena objemovej hmotnosti zatvrdnutého betónu pôsobením rôzneho zrýchlenia vibrácie. Z ÁV E R Pri dávkovaní zmesi čerstvého betónu do skúšobnej formy bol používaný nadstavec, ktorý zaručoval rovnaké množstvo nadávkovaného betónu, v rámci jednej receptúry sa hmotnosti kociek líšili len nepatrne. Vplyv vibračného zrýchlenia na objemovú hmotnosť zatvrdnutého betónu v závislosti od času zhutňovania je zrejmý. Pri receptúrach zo zastúpením pomerov frakcií kameniva 70/30 (70 % frakcie 0/4 a 30 % frakcie 8/16) so zreteľom na konzistenciu čerstvého betónu, sú pri uvedených časoch zhutňovania (obr. 12d) dosahované najnižšie hodnoty objemovej hmotnosti zatvrdnutého betónu (obr. 10d). S narastajúcou dobou zhutňovania (obr. 12a až d), ktorá je zrejmá pri zvyšujúcom zastúpení frakcie 8/16 s ohľadom na konzistenciu, majú hodnoty objemovej hmotnosti mierne zvyšujúcu tendenciu (obr. 10a až d). Zo zmenšujúcou sa dobou zhutňovania, ktorá sa dosahuje pri zmesi čerstvého betónu s vyšším zastúpením frakcie 0/4 dosahujú hodnoty objemovej hmotnosti zatvrdnutého betónu nižšie hodnoty. Text článku byl posouzen odborným lektorem.

Vzťah medzi zrýchlením a frekvenciou vibrácie a = A0ω2 = A04π2f2 [ms-2] ,

(33)

[ms-2],

kde a je zrýchlenie vibrácie A0 okamžitá amplitúda [m], ω uhlová rýchlosť [rads-1] a f frekvencia vibrácie [Hz].

K

ČLÁNKU

BEZESPARÉ

DODATEČNĚ PŘEDPÍNANÉ BETONOVÉ PODL AHY,

Ing. Kamil Čverha, EUR ING Stavebná fakulta Žilinskej univerzity Komenského 52 , 010 01 Žilina Slovenská republika e-mail: [email protected]

B E T O N TKS 6/2008

Článek neinformuje o standardech, kterým návrh podlahy hangáru Mošnov vyhovuje, tj. jakým způsobem je do průkazu odolnosti konstrukce uvažována geometrie konstrukce, smršťování, teplota, předpětí, zatížení a geologie podloží. Informace, že objemové změny byly posuzovány Stavební fakultou ČVUT není vyčerpávající. Není také podána informace o návrhu betonové směsi. Do podlahy hangáru Mošnov byla instalována předpínací výztuž v ceně 960 Kč/m2 (materiál, montáž a předpětí), zatím co cena vyztužení srovnatelné podlahy vyztužené rozptýlenou výztuží je 225 Kč/m2. Výhodnost řešení spočívá jen v jiné kvalitě, která musí být zaplacena a ne v láci, jak vyznívá z článku. Ing Jaroslav Vácha

26


2/2009


DOBRÝ

DEN,

v minulém vydání jsme se nechali ohromit čísly světové výroby a spotřeby cementu v posledním desetiletí, zejména v produkčně rozvojových zemích, jako jsou Čína či Indie. Řekli jsme si, že produkce cementu ve světě byla v roce 2007 odhadována na 2 600 mil. t, přičemž největší část tohoto nárůstu byla v rozvojových zemích, kde zejména Čína vyrobila až 50 % celosvětové produkce cementu. Celá EU27 odhadem vyrobila v roce 2007 asi 270 mil. t cementu, tedy přibližně 10 % světové výroby a spotřeby. Podívejme se tedy více na starý kontinent, který prošel revolučním stavebním rozvojem v oblasti cementu spíše v minulém století. V rámci nastupující hospodářské recese je vhodné projít publikované názory v tisku, neboť dokumentují stupeň pozdvižení a vytváření poplašných zpráv ve webovém prostoru. Za příklad si lze vzít asi tři zprávy - Literárky v síti uvedly v únoru t. r., že spotřeba cementu klesla o čtvrtinu, server www.peníze.cz v prosinci pravdivě napsal, že ve druhém pololetí (rozuměj roku 2008) zpomalil růst poptávky po cementu, Stavebnictví a interiér si dokonce za podklad vzal webové stránky SVC ČR a cituje prezentovaná čísla. Nejpřesněji se asi web Stavitele pokusil úspěšně srovnat země zejména podle jednoho z obecných ukazatelů – spotřeby cementu na počet obyvatel. Počátkem února byly zkompletovány s pomocí databáze ČSÚ celoroční ukazatele a teprve tehdy lze opatrně hodnotit celý uplynulý rok 2008. Výroba cementu v ČR se zastavila na hladině 4,71 mil. t ve srovnání s úrovní roku 2007 s mírným poklesem – 1,2 % meziročně, zatímco domácí prodej v tuzemsku vyrobeného cementu (bez vlivu exportu a importu) o objemu 4,15 mil. t ještě meziročně narostl o + 1,8 %. Celková spotřeba cementu v ČR o objemu 4,97 mil. t při započítání i dovezeného cementu meziročně poklesla o – 1,6 %. Tedy řečeno v porovnání těchto let, mírná stagnace, bez jásavých nárůstů ale i dramatických poklesů. Česká republika se v roce 2008 přiblížila hranici domácí spotřeby cementu 500 kg na obyvatele. Vzhledem k tomu, že v uplynulých letech Česko vždy více cementu dováželo než vyváželo až zhruba o jednu třetinu, je zde prostor uplatnit domácí výrobu na domácím trhu. Zbytek kontinentu je na tom obdobně. Graf spotřeby cementu v celoevropském měřítku ukazuje přirozené stavební cykly v Evropě, kde lze pozorovat obvyklé cykly ve spotřebě cementu

[mil. t]

Spotřeba cementu celkem [kt]

Austria France Germany Hungary Poland

2005 5 300 22 500 27 000 4 200 12 200

2007 5 700 24 900 27 200 4 000 16 800

Odhad 2008 6 000 24 600 28 000 4 000 16 900

Předpoveď 2009 5 900 23 300 28 000 3 800 16 900

i v dobách mimo recesi. Nadcházející prognózy i v rámci Evropy se liší. Zatímco největší propad spotřeby cementu předpokládají severské státy a státy na Pyrenejském poloostrově v průměru až o cca 10 %, doznívající nárůst spotřeby očekávají balkánské státy zhruba o stejnou výši procent. Okolní státy ve střední Evropě očekávají cca 5 až 8% pokles spotřeby cementu. Přiložená tabulka dokumentuje vývoj spotřeby cementu ve vybraných zemích v posledních letech.

Ing. Jan Gemrich Svaz výrobců cementu ČR Zdroj: Cembureau a SVC 2008

005 5

IBF BRNO 2009 21. – 25. 4. hala A1 stánek č. 008

2006 5 600 24 100 28 900 4 300 14 500

Na obyvatele [kg] 2008 719 396 341 398 437

=5 knxurydÐáÊÏÓÓÓudkdÏ whoÜÝĂÍËÓËËÍÌÊÏÊÓÐ id{ÝĂÍËÓËËÍÌÊÌËÊË lqirÿqhndsÜfrp

zzzÜqhndsÜfrp


2/2009

27



HODNOTENIE

V P LY V U R OZ PT Ý L E N E J V Ý ST U Ž E N A V L AST N O ST I

BETÓNU ASSESSMENT OF INFLUENCE OF SPREAD REINFORCEMENT ON CONCRETE PROPERTIES P E T E R B R I AT K A , P AT R I K Š E V Č Í K Článok sa zaoberá vláknobetónom a vplyvom pridávania vlákien na úžitkové vlastnosti betónu. Pozornosť je venovaná trom základným oblastiam, podľa ktorých sa článok deli na tri základné línie, v úvode doplnené prehľadom vývoja používania rozptýlenej výstuže. Tieto línie predstavujú vlastnosti betónu a účinok vlákie na ne v rôznom veku. Prvá časť je zameraná na spracovateľnosť čerstvého betónu, druhá sa venuje prebiehajúcemu tuhnutiu a začiatku tvrdnutia, kedy dochádza k veľkej strate vody vyparovaním, betón „sadá“ a to spôsobuje plastické zmrašťovanie ohrozujúce trvanlivosť betónu. Tento jav je možné efektívne obmedziť až odstrániť použitím jemných syntetických vlákien. Tretia časť sa zaoberá mechanickými vlastnosťami zatvrdnutého betónu, spôsobom ich stanovenia a hodnotenia vplyvu dávky a tvaru vlákien na reziduálnu pevnosť betónu v ťahu za ohybu. This work deals with fiber reinforced concrete and influence of adding fibers on several concrete properties or more precise performances. An attention is paid to three essential scopes, by which the work is divided into three main lines, at the very beginning, supplemented with short historical review of the spread reinforcement utilization in construction and development of standards related to fibers and fiber-reinforced concrete. These main lines represent concrete properties and influence of fibers presence on them at three different concrete ages. Firstly - very early age (so called fresh concrete) targeted on workability defined by some degree of consistence. The second part deals with running setting of concrete and starting hardening, when massive water evaporation from cement paste occurs, concrete settles what results in plastic shrinkage harming concrete durability. This phenomenon may be effectively eliminated by using fine synthetic fibers. The third part is devoted to mechanical properties of hardened concrete, means of their 28

assessment and evaluation of influence of fibers dosage and their pattern on concrete residual strength. HISTÓRIA Vlákna sa používajú ako rozptýlená výstuž do heterogénnych materiálov vykazujúcich nízku pevnosť v ťahu, pričom pri správnej technológii výroby takéhoto kompozitu majú tendenciu izotropne zlepšovať jeho mechanické vlastnosti pri namáhaní ťahom i tlakom. Prvé použitie predchodcov súčasných vlákien bolo odhadnuté na dobu z pred 3 500 rokov, kedy sa krehké (na slnku sušené) tehly vystužovali slamou. Postupom času sa ako výstužný materiál do mált začala používať konská srsť. Neskôr, na obdobie skoro 100 rokov, sa prešlo na azbestové vlákna. Po zistení ich vplyvu na zdravie sa začal intenzívny výskum nových druhov rozptýlenej výstuže, ktorý viedol k predstaveniu oceľových vlákien na americkom trhu v šesťdesiatych a na európskom trhu v sedemdesiatych rokoch minulého storočia [1]. Od tejto doby sa vlákna zdokonaľujú a prechádzajú určitým vývojom, čo má dopad na vlastnosti výsledného stavebného materiálu, do ktorého sa pridávajú (prevažne betón). Navyše, v deväťdesiatych rokoch minulého storočia boli na trh uvedené syntetické (polymérové) vlákna a dodnes sa sortiment i materiálová báza vlákien rozširuje. Všetky tieto zmeny a nové materiály museli nutne vyústiť do potreby vypracovania technických noriem špecifikujúcich vlastnosti a skúšobné postupy ich zisťovania. So zmenami materiálov a stavu technického poznania sú späté aj úpravy a modifikácie technických noriem. VÝ VOJ SÚVISIAC IC H NOR I E M Technické špecifikácie pre vlákna do betónu pripravujú Technické komisie CEN/TC 104 a CEN/TC 229 na základe mandátov Európskej komisie. Základné predmetové normy, v ktorých sú uvedené definície špecifikácie a preukazovanie zhody, sú EN 14889-1 [10] pre oceľové vlákna a EN 14889-2 [11] pre polymérové vlákna.

Uvedené normy sa okrem geometrických požiadaviek (rozmer, tvar) a mechanických požiadaviek (pevnosť v ťahu, modul pružnosti, ťažnosť) na samotné vlákna zaoberajú aj vplyvom vlákien na vlastnosti čerstvého a zatvrdnutého betónu (konzistencia, pevnosť v ťahu). Vplyv vlákien na betón sa overuje na vzorkách vyrobených z referenčného betónu podľa EN 14845-1 [12]. Konzistencia čerstvého betónu bez vlákien a s vláknami sa overuje podľa EN 12350-3 [5]. Vplyv vlákien na ťahové vlastnosti betónu sa overuje skúšaním pevnosti v ťahu za ohybu betónových trámcov s meraním reziduálnej (zostatkovej) pevnosti podľa EN 14651 [7]. Kritériá pre hodnotenie vplyvu vlákien na pevnosť betónu sú uvedené v EN 14845-2 [13]. Meranie obsahu vlákien v čerstvom a zatvrdnutom betóne sa vykonáva podľa EN 14721 [14]. Ú V O D D O E X P E R I M E N TÁ L N E J Č A S T I TSÚS, ako notifikovaná osoba a akreditované laboratórium, vykonáva skúšky vlákien a betónov s vláknami v zmysle uvedených noriem. Výsledky týchto normových skúšok sme spracovali, aby sme mohli odvodiť závislosti vlastností čerstvého ale aj zatvrdnutého vláknobetónu (VB) od širokého spektra okrajových (vstupných) podmienok, a tým prispieť k prehĺbeniu technického poznania tohto zložitého materiálu. Z dôvodu rozmanitosti okrajových podmienok skúšok v porovnaní s množstvom samotných skúšok sa pri vyhodnocovaní výsledkov pristúpilo k porovnávacej metóde. Zamerali sme sa na: • zmenu konzistencie čerstvého betónu (ČB) po pridaní vlákien, čo ovplyvňuje technológiu spracovania ČB od jeho miešania, cez transport, ukladanie, zhutňovanie až po úpravu povrchu a ošetrovanie, • obmedzenie plastického zmrašťovania betónu použitím polypropylénových vlákien (ďalej len PP vlákna), samotné skúšky boli vykonané v rámci výskumu oddelenia stavebných materiálov na Stavebnej fakulte Univerzity Purdue, • mechanické vlastnosti zatvrdnutého VB


2/2009

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 Y úzko späté napríklad s typom, tvarom, rozmermi, množstvom a dispergovaním vlákien počas miešania. V skúškach boli použité oceľové a PP vlákna, značenie pre jednotlivé vlákna (obr. 1). KONZISTENCIA Konzistencia ČB predstavuje označenie (stupeň) získaný na základe merania určitej veličiny (podľa jednej zo čtyroch metód jej stanovenia – pre bežné betóny). V práci sú použité časy merané metódou Vebe [5], ktorou sa meria čas vibrácie potrebný na úplné pretvorenie ČB v tvare zrezaného kužeľa na valec (ohraničený nádobou a zhora sklenou doskou) priemeru 240 mm. Vibrácia je vnášaná prostredníctvom vibračného stolíka. Keďže výsledky skúšok boli zbierané z viacerých zákaziek počas dlhšieho obdobia, získané konzistencie referenčného betónu neboli rovnaké a z toho dôvodu zavádzame pojem relatívna zmena kon-

1 zistencie vyjadrený podľa vzťahu 1, kde ΔV je zmena konzistencie, tF je čas Vebe pre betón s vláknami a tR je čas Vebe pre betón referenčný. ΔD =

b 4 − b@ ⋅ IK b@

(1)

Čo ovplyvňuje konzistenciu? Zloženie betónu Zloženie betónu, teda jeho receptúra (hlavne zrnitosť kameniva, dávka a jemnosť cementu, dávka vody, prísad či prímesí) prvotne ovplyvňuje konzistenciu. O tejto problematike sa však už toho veľa popísalo a nie je účelom tejto práce ďalej to rozTab. 1 Použitá receptúra Tab. 1 Mixture composition

Kamenivo fr. 0/4 Kamenivo fr. 4/8 Kamenivo fr. 8/16 CEM I 42,5R Voda

Obr. 1 Značenie vlákien Obr. 1 Fibers’ designation Obr. 2 Oceľové vlákna a konzistencie ČB Fig. 2 Steel fibers and consistency of fresh concrete

Štíhlosť vlákien (L/d) Štíhlosť vlákien (L/d) má vplyv na zmenu konzistencie ČB po ich pridaní. So zvyšujúcou sa štíhlosťou vlákien pri ich konštantnej dávke sa znižuje spracovateľnosť ČB Graf 1 – Merané konzistencie pri dávke 25 kg/m3 (Ocelová vlákna)

Dávka [kg/m3] 770,0 320,0 740,0 350,0 192,5

2

Obr. 3 PP vlákna a konzistencie ČB Fig. 3 PP fibers and consistency of fresh concrete

Prítomnosť vlákien Vplyv pridávania vlákien do betónu na jeho konzistenciu a teda spracovateľnosť je zobrazený v grafoch na obr. 2 a 3.

Čas Webe [s]

Zložka

vádzať. Pre zisťovanie vplyvu vlákien na konzistenciu sme preto vychádzali z jednej receptúry ČB (tab. 1) s vodným súčiniteľom (w/c) rovným 0,55.

Meranie

Graf 2 – Merané konzistencie pri dávke 0,9 kg/m3 (PP vlákna)

Obr. 4 Vplyv dĺžky PP vlákien na zmenu konzistencie pri dávke 0,9 kg/m3 Fig. 4 Influence of PP fibers’ length on a change of consistency within dosing 0,9 kg/m3 Obr. 5 Nelineárny vplyv dávky vlákien na konzistenciu Fig. 5 Non-linear effect of fibers’ dosage on consistency

3

4

Graf 4 – Vplyv dávky vlákien na konzistenciu

Zmena konzistencie

Zmena konzistencie

Graf 3 – Vplyv dĺžky PP vlákien na zmenu konzistencie

Dávka vlákien 0 a 0,9 kg/m3


5 2/2009

Dávka vlákien [kg/m3]

29



(zvyšuje sa čas Vebe) [6]. Vláknobetón sa stáva tuhším, čo má dopad na segregáciu zŕn kameniva a „potenie betónu“ počas zhutňovania. Táto skutočnosť bola overená na skúškach konzistencie pre VB s dávkou oceľových vlákien 25 kg/m3. Vyhodnotením výsledkov sa preukázalo, že použitím vlákien S1-0,75-60(s) (L/d = 80) došlo ku ΔV = 51 % a použitím vlákien S2-1-50(s) (L/d = 50) ΔV = 21 %, čo potvrdilo uvádzanú súvislosť medzi štíhlosťou vlákien a konzistenciou VB. Obdobnú závislosť konzistencie od dĺžky vlákien (a teda L/d) sme získali aj pri skúškach vlákien v dávkach 0,9 kg/m3 radu P-M-3, ktoré vyvolali ΔV = 8 % a radu P-M-6, ktoré vyvolali ΔV = 22 % (obr. 4). Dávka vlákien Dávka vlákien má nelineárny vplyv na zmenu konzistencie (obr. 5). Graf vychádza zo skúšok vlákien S5 pri w/c = 0,53, po zvážení čoho je možné predpokladať mierne vyšší vplyv na zmenu konzistencie, ak by boli skúšky vykonané na ČB so štandardne používaným w/c = 0,55. Tvar vlákien Pod pojmom „tvar vlákien“ sa rozumie priečny rez ale najmä tvar pozdĺžnej osi vlákien. Závislosť bola zisťovaná na výsledkoch skúšok priamych vlákien S2-1-50(s) a vlnitých vlákien S3-1-50(w) a S4-2,250(w), všetky pri dávkach 25 kg/m3. Porovnaním výsledkov relatívnych zmien konzistencie ΔV sme dospeli k záveru, Tab. 2 Stupne konzistencie [21] Tab. 2 Grades of consistency [21] Stupeň V0

Vebe čas [s] ≥ 31

V1 V2 V3 V4

30 – 21 20 – 11 10 – 6 5–3

že vlnitý tvar vlákien spôsobuje o cca. 15 % vyššie ΔV ako priamy tvar. V tomto bode však boli porovnávané priame vlákna s vlnitými, ktoré ale mali rôzne štíhlosti (L/d), a preto je dôležité podotknúť, že štíhlosť vlnitých vlákien spôsobila rozdiel ΔV, medzi týmito dvoma vzorkami, vo výške 8 %. Dôsledky zmeny konzistencie pre stavebnú prax Ako bolo preukázané, pridávanie vlákien do betónov mení ich konzistenciu (spracovateľnosť). Podľa STN EN 206-1 môže byť požadovaná konzistencia betónu vyjadrená stupňom konzistencie, alebo presne určenou hodnotou (podľa jednej z metód). Tu je dôležité uvedomiť si, že skúšky konzistencie sa majú vykonávať v dobe ukladania betónu, alebo v dobe jeho dodania, ak sa jedná o transportbetón. Ak sú však do betónu pridané vlákna (zväčša až tesne pred ukladaním), betón sa stáva tuhším, čo v závislosti od vyššie uvedených parametrov vlákien môže viesť ku zmene stupňa konzistencie alebo nedodržaniu určenej hodnoty konzistencie vrátane tolerančného intervalu obzvlášť vtedy, keď receptúra betónu nebola navrhovaná s ohľadom na prítomnosť vlákien (tab. 2 a 3). Analyzovaný súbor dát umožňuje formulovať jedine všeobecné doporučenie pre výrobu vláknobetónu. Pri návrhu receptúry betónu by sa mali tým dôslednejšie zohľadňovať zmeny konzistencie vláknami, čím je výsledná konzistencia betóTab. 3 Tolerancie hodnôt konzistencie [21] Tab. 3 Tolerances of measured values of the consistency [21] Určená hodnota [s]

≥ 11

10 - 6

≤5

Tolerancia [s]

±3

±2

±1

Tab. 4 Použité receptúry Tab. 4 Mixture compositions Zmes [mm-kg/m3] PLAIN M12,7–0,455 M12,7–0,593 M19,1–0,297 M19,1–0,890 M25,4–0,593 M25,4–0,890

30

Mixture [in-lbs/ft3] PLAIN M0,5"–0,75 M0,5"–1,00 M0,75"–0,50 M0,75"–1,50 M1,0"–1,00 M1,0"–1,50

W/C

0,55

Cement

461,12

Voda

253,61

Jemné k. Hrubé k. [kg/m3]

780,00

780,00

Vlákna 0,0000 0,4450 0,5933 0,2966 0,8899 0,5933 0,8899

nu mäkšia. To znamená: návrh receptúry samotného betónu by mal počítať s tým, že vlákna zvýšia čas Vebe. Špeciálne pri V4 a V3 (obzvlášť ak je čas Vebe blízky hornej hranici intervalu) môže po pridaní vlákien ľahko dôjsť ku zmene konzistencie, ktorá bude znamenať preklasifikovanie konzistencie, a tým zabudovávanie iného betónu, ako bol špecifikovaný. Keby takýto betón aj bol prevzatý a zabudovaný, určite by tým bola poznačená technológia spracovania vláknobetónu veľmi citlivá na konzistenciu a pravdepodobne by došlo aj k zmene výsledných parametrov konštrukcie. PL ASTIC KÉ ZM R AŠŤOVAN I E Plastické zmrašťovanie je jav súvisiaci s tuhnutím a tvrdnutím betónu resp. cementového tmelu, a teda s hydratáciou, kedy dochádza k významnému odparovaniu vody. Najskôr sa odparuje „vypotená“ voda z povrchu betónu (Phase I, obr. 6), čo v zásade nespôsobuje problémy. Keď však nastane stav, že povrchová voda už nie je k dispozícii, oblasť odparovania sa začne presúvať nižšie do štruktúry betónu (prechod z Phase II do Phase III), čím vyvoláva kapilárne napätia pôsobiace v kapilárnych meniskoch na cementové zrná záporným kapilárnym tlakom podľa vzťahu 2 (Young-Laplace). Z tohto vzťahu je jasné, že vznikajúce ťahové napätia sú priamo úmerné povrchovému napätiu pórového roztoku γ a nepriamo úmerné zmenšujúcim sa polomerom r meniskov. >1/> =

− γ ⋅ Q]a θ `

(2)

S formovaním meniskov počas odparovania vody z cementového tmelu súvisí aj konsolidácia cementových zŕn a tzv. sadanie betónu, čo môže vyvolať lokálne extrémne ťahové napätia v miestach, kde je tomuto sadaniu bránené (napr. oblasť nad vloženou betonárskou výstužou). Na týchto princípoch je založený postup hodnotenia plastického zmrašťovania podľa ASTM C 1579 (bližšie popísaný neskôr). Uvedená metodika bola použitá aj v tomto prípade hodnotenia účinku pridávania polymérových vlákien do betónu na elimináciu plastického zmrašťovania. Skúmané vlákna a použité receptúry Vplyv polymérových vlákien na obmedzenie plastického zmrašťovania bol posudzo-


2/2009


6

vaný na celkovo šesti sadách vzoriek vyrobených s použitím PP vlákien, a to vzhľadom na referenčný betón (PLAIN) (tab. 4, kde označenie M alebo F znamená „Monofilamentné“ alebo „Fibrilované“ nasledované dĺžkou vlákien [mm] a ich dávkou [kg/m3], v druhom stĺpci je značenie v anglosaských jednotkách). Do betónu bol použitý bežný Portlandský cement (PC) Typ I (v súlade s ASTM C150) so špecifickým povrchom 370 m2/kg a zložením 50 % C3S; 16 % C2S; 12 % C3A; 7 % C4AF a 0,68 % Na2O. Cement bol pred použitím odvážený a skladovaný v plastových kontajneroch pri teplote 22±1 °C. Použité boli hrubé ťažené kamenivo (frakcia 4/8) a piesok s jemnosťou 3,13. Obe zložky plniva boli dávkované v pomere 30 % z objemu výslednej zámesi a celkovo ich objem predstavoval 60 % objemu ČB. Kamenivo bolo pred použitím vysušené pri teplote 143 °C (290 °F) po dobu 24±1 h, následne bolo vychladené na teplotu 22±3 °C, odvážené a až do použitia skladované v plastových kontajneroch. Miešanie Miešanie ako významný činiteľ ovplyvňujúci výsledné vlastnosti betónu a obzvlášť vláknobetónu je často podceňované, čo môže viesť ku chybám merania spôsobených napr. nevhodným množstvom vzduchu v betóne či neželanou aktiváciou hydratácie cementových zŕn (v prípade vysokých otáčok). Nakoľko sa jedná o veľmi citlivé merania, miešanie bolo striktne dodržované presne tak, ako je uvedené. Ako prvé bolo do horizontálnej miešačky s núteným obehom nadávkované celé množstvo hrubého kameniva. Po začatí miešania sa v rýchlom slede (bez prestávok) nadávkovala 1/3 zámesovej vody, celá dávka jemného kameniva, druhá tretina vody, cement, zvyšná dávka vody a PP vlákna. Zmes sa nechala 3 min. miešať, po čom nasledovala dvojminútová prestávka v miešaní a opätovné miešanie po dobu 3 min.

7

Príprava vzoriek Po ukončení miešania bola zmes ručne ukladaná do troch pripravených foriem (obr. 7) opatrených odformovacím olejom. Po ich naplnení bol povrch betónu zrezaný oceľovou tyčou s obdĺžnikovým prierezom a upravený hladením. Postup skúšky a okrajové podmienky Po 25 min. od pridania vody do zmesi boli všetky tri skúšobné telesá umiestnené do klimatizačnej komory, kde boli vystavené nasledovnému prostrediu: teplota 36±3 °C, relatívna vlhkosť 30±10 % a vzduch prúdiaci rýchlosťou 24±2 km/h tesne nad povrchom telies. U každého telesa bola v minútových intervaloch zaznamenávaná zmena hmotnosti (odparovanie vody) s presnosťou na 20 g vzhľadom na referenčnú nádobu s voľnou vodnou hladinou. Po 6 h boli odstavené ventilátory a zvyšných 18 h neboli telesá vystavené významnému prúdeniu vzduchu. Skúška bola ukončená po 24±2 h, kedy boli vyhotovené digitálne snímky povrchu každého telesa mapujúce oblasť nad „stress riser-om (obr. 7)“. Snímky boli následne analyzované pomocou software „ImagePro“, ktorý umožňuje približne tri sto meraní pre každé teleso, čím poskytuje štatisticky podložené informácie o šírkach trhlín v určitom rastri a ich variabilite [19]. Výsledkom analýzy šírky trhlín je distribučná funkcia pravdepodobnosti výskytu trhlín s určitou šírkou (násobok 1 pixelu) a kumulatívna funkcia pravdepodob-

Obr. 6 Fázy odparovania vody [18] Fig. 6 Stages of water evaporation [18] Obr. 7 Tvar formy podľa ASTM C 1579 Fig. 7 Mould shape according to ASTM C 1579

nosti toho istého javu, ako aj koeficient obmedzenia trhlín (Crack Reducing Ratio) vypočítaný podľa vzťahu 3 [15]. ⎡ /dSÒUS1ÒQY EWRbV ⎤ ⎢ ]T ;]RWTWSR1]\Q`SbS ⎥ 1@@ = ⎢− ⎥ ⋅ IK ⎢ /dSÒUS1ÒQY EWRbV ⎥ ⎢⎣ ]T@STS`S\QS1]\Q`SbS ⎥⎦

!

Získané výsledky a ich interpretácia Pri zisťovaní vplyvu jemných PP vlákien na elimináciu plastického zmrašťovania pomocou metódy podľa ASTM C 1579 sme získali súbor výsledkov, ktorý je prezentovaný v tab. 5 a na obr. 8 až 12. Tab. 5 pomocou „CRR“ jasne dokazuje, že ako najúčinnejšie (na tento účel použitia) sú kratšie vlákna, napr. M12,7 (0,5 in) pri dávke 0,445 kg/m3 (0,75 lb/yd3) sú rovnako účinné ako vlákna M19,1 (0,75 in) pri dvojnásobnej dávke. Z tabuľky je podľa CRR zrejmá aj nižšia účinnosť fibrilovaných vlákien súvisiaca do určitej miery aj s ich tendenciou zhlukovať sa, a tým nedosiahnuť rovnomernú dispergáciu. Druhým veľmi dôležitým parametrom je pravdepodobnosť výskytu trhlín šírky do 0,25 mm, čo sa vo všeobecnosti považuje za krajnú šírku trhlín, kedy sa stráca možnosť ich uzavre-

Tab. 5 CRR, priemerná šírka trhliny a pravdepodobnosť výskytu trhlín do šírky 0,25 mm Tab. 5 CRR, mean width of crack and probability of occurrance of cracks less than 0,25 mm in width Zmes [mm-kg/m3] PLAIN M12,7–0,455 M12,7–0,593 M19,1–0,297 M19,1–0,890 M25,4–0,593 M25,4–0,890

Mixture [in-lbs/ft3] PLAIN M0,5"–0,75 M0,5"–1,00 M0,75"–0,50 M0,75"–1,50 M1,0"–1,50 M1,0"–1,50


CRR [%] 0,00 90,70 93,38 64,20 90,46 44,66 63,86 2/2009

Vlákna [kg/m3] 0,0000 0,4450 0,5933 0,2966 0,8899 0,5933 0,8899

Šírka trhliny [mm] Priemer. Max. 0,5958 2,9996 0,0554 0,8332 0,0394 0,8332 0,2133 1,9164 0,0568 0,8332 0,3297 2,7496 0,2153 1,3331

P., 0–0,25 mm [%] 25,56 92,06 92,40 57,86 89,98 42,14 57,34

31



tia vlastnou hydratáciou doposiaľ nezhydratovaných zŕn cementu. Nie je prekvapivé, že údaj výrazne koreluje s CRR, no je dôležité si všimnúť vysoké hodnoty, ktoré boli dosiahnuté pri dávkach krátkych „M“ vlákien na hranici 2/3 štandardne výrobcom odporúčanej dávky (obr. 8 a 9). Z grafu na obr. 10 je možné vyčítať, v akom percentuálnom pomere sa vyskytli pri skúškach trhliny napr. užšie ako 1 mm, čo môže byť zaujímavý údaj pri návrhu receptúry betónu tak, aby bola dosiahnutá potrebná životnosť konštrukcie. Všetky vzorky sa správali podľa očakávaní, čo je však zaujímavé, prejav účinku vlákien badateľný pri 5% kvantile je veľmi výrazný. V tomto prípade je medzi vzorkou PLAIN a M12,7 rozdiel v šírke trhliny cca. 1 mm. V grafe na obr. 11 sú zobrazené pravdepodobnosti výskytu trhlín jednotlivých

šírok. Všetky vzorky (okrem referenčnej „PLAIN“) vykazujú pri začiatku súradnicovej sústavy strmé sklony, čo len dokumentuje účinnosť vlákien v tom zmysle, že v betóne nevznikajú nijaké trhliny, a ak vznikajú, sú takmer nepozorovateľné. Graf na obr. 12 zobrazuje priebeh odparovania vody z referenčnej betónovej vzorky (PLAIN) a etalónu pre porovnávanie odparovania. Ako etalónová vzorka slúžila obdĺžniková nádoba s vodou, tvaru a rozmerov podobných, ako mali skúšobné telesá. Mierny rozdiel v ploche vystavenej odparovaniu bol odstránený jednoduchým prepočtom odparovania vody na jednotku plochy. V grafe nie sú zobrazené krivky straty vody u zmesí s vláknami, no tieto nemajú vplyv na rýchlosť odparovania a môžeme teda pred-

8

10

pokladať ich chovanie veľmi podobné so vzorkou „PLAIN“. Ďalej môžeme pozorovať očakávané lineárne odparovanie vody z etalónovej vzorky a nelineárne (predpokladané) odparovanie vody zo vzorky „PLAIN“, jednoducho vysvetlené v obr. 6. Do doby cca. 180 min vidíme vyššie tempo odparovania vody z betónovej vzorky „PLAIN“. Tento fakt možno pripísať vysokej hydratačnej aktivite cementového tmelu (exotermický proces), čím k rýchlejšiemu odparovaniu prispievala aj vyššia teplota vzorky (obr. 12). MECHANICKÉ

VLASTNOSTI

Z AT V R D N U T É H O V L Á K N O B E T Ó N U

Vzhľadom na účel používania vlákien sa pod týmto pojmom rozumie reziduálnu pevnosť v ťahu za ohybu fR (po vzniku trhliny v celom priereze) pri jed-

9

11

Obr. 8 CRR a podiel trhlín šírky do 0,25 mm Fig. 8 CRR and ratio of cracks of width less than 0,25 mm Obr. 9 Priemerné a maximálne šírky trhliny Fig. 9 Average and maximal crack widths Obr. 10 Kumulatívna funkcia pravdepodobnosti vzniku trhlín určitých šírok na analyzovanom úseku Fig. 10 Cumulative probability function of cracks of certain widths formation in analysed section

12

32

Obr. 11 Funkcia rozdelenia pravdepodobnosti vzniku trhliny určitej šírky na analyzovanom úseku Fig. 11 Probability function of cracks of certain widths formation in analysed section BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2/2009

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 Y notlivých deformačných stupňoch tzv. CMOD (Crack Mouth Opening Displacement). Zintegrovaním výsledného spojitého pracovného diagramu (obr. 13) sekundárne získavame obraz o schopnosti telesa absorbovať zaťažovaciu energiu, čo vyjadruje tuhosť kompozitu [6] (obr. 13 a 14). Zvyšková pevnosť v ťahu za ohybu fR sa skúša na vzorke 12 skúšobných telies o rozmeroch 150 x 550 x 150 mm s 25 mm hlbokou drážkou vyrezanou v strede rozpätia. Skúšobné teleso sa plynulo zaťažuje podľa zaťažovacej schémy (obr. 14) a zaznamenáva sa napätie σ [7] spolu s jeho deformáciou δ (δ = 0,85 CMOD + 0,04), prípadne priamo roztvorením trhliny (CMOD). V prípade, že sa pri skúške zaznamenáva zaťažovacia sila FE namiesto napätia σ, toto sa počíta podľa vzťahu (4) [7], kde FE je aplikované zaťaženie, l je rozpätie podpier, b je šírka telesa a hsp je účinná výška prierezu v mieste drážky. Zaťažovanie je riadené postupným roztváraním štrbiny konštantnou rýchlosťou 0,05 mm min-1. Po dosiahnutí CMOD = 0,1 mm sa rýchlosť zaťažovania zvýši na 0,2 mm min-1. $

σ=

43 Z

PVa^

I;>OK

(4)

Vyhodnocovaný súbor dát bol zostave-

ný ako z výsledkov skúšok vykonaných samotným TSÚS, tak aj zo skúšok, na ktorých sa TSÚS zúčastnil v rámci tzv. „witness testing“. Čo ovplyvňuje reziduálnu pevnosť betónu v ťahu? Dávka vlákien Dávkou vlákien sa rozumie množstvo pridaných vlákien vyjadrené zvyčajne pomerom hmotnosti vlákien na objemovú jednotku ČB [kg/m3]. V zásade platí jednoduchá úvaha, že čím je dávka vlákien vyššia, tým viac ich je vhodne orientovaných na prenos zaťaženia, a teda pôsobia ako výstužné elementy umožňujúce znížiť hrúbku VB konštrukcie [1]. Vplyv dávky vlákien sme hodnotili pre dávky 20 a 25 kg/m3 veľmi podobných vlákien (nie však úplne totožných) (obr. 15). Porovnaním vzoriek s rovnakými značkami sme zistili zvýšenie reziduálnej pevnosti v ťahu pri CMOD 3,5 mm o 0,26 až 0,39 MPa, čo predstavuje relatívnu zmenu o 14 až 30 %. V grafe je zobrazená aj reziduálna pevnosť vzoriek S14 v dávkach 20 a 30 kg/m3, kde tiež pozorujeme nárast pri CMOD 3,5 mm o 0,80 MPa (relatívna zmena 49 %). Z výsledkov vyplýva preukázateľná závislosť reziduálnej pevnosti vzorky od dávky vlákien. Navyše všetky dávky všetkých typov vlákien bezpečne splnili normové požiadavky na fR pri CMOD 0,5 minimál-

13

Dĺžka resp. štíhlosť vlákien (L/d) Podľa viacerých autorov [6], [8] je práve rastúca štíhlosť vlákien tým činiteľom, ktorý zvyšuje reziduálnu pevnosť v ťahu pri ohybe fR. Podľa zistení Meda [9] rastie s dĺžkou vlákien aj fR. Toto tvrdenie bolo formulované na základe pozorovania mikro a makro vlákien, kedy sa kratšie vlákna jednoduchšie vytrhávali z cementového tmelu, čím oslabovali tuhosť kompozitu. Na základe vyhodnotenia dostupných výsledkov skúšok tvrdíme, že hypotéza o vplyve samotnej štíhlosti vlákien na fR nie je všeobecná a má význam sa ňou zaoberať iba v prípade hodnotenia rovnakých vlákien s premennou dĺžkou. Porovnali sme výsledky skúšok priamych oceľových vlákien pri dávkach 20 kg/m3 (obr. 16) a 25 kg/m3 (obr. 17). Pri dávke 25 kg/m3 sa chovanie prierezu u všetkých vlákien nieslo v rovnakom duchu až do CMOD 2,5 mm, no najväčšie rozdiely v fR boli badateľné pri CMOD 3,5 mm, čo je v zhode so závermi podľa Meda, kedy sa rozdiel v dĺžkach vlákien výraznejšie prejavuje pri väčších deformáciách. Pri CMOD 3,5 mm sme zistili následovné fR (S11;S12;S13) 2,06; 2,01; a 1,87 MPa. Percentuálne zníženie fR (S12 a S13) v porovnaní s S11 predsta-

14

Napätie [MPa]

Obr. 12 Priebeh straty vody (odparovanie) Fig. 12 Curve of water loss (evaporation) Obr. 13 Príklad pracovného diagramu σ -ε [7] Fig. 13 Example of σ -ε diagram [7] Obr. 14 Zaťažovacia schéma [7] Fig. 14 Loading diagram [7] Obr. 15 Vplyv dávky vlákien na reziduálnu pevnosť v ťahu za ohybu Fig. 15 Influence of fibers’ dosage on residual tensile strength in bending

ne 1,5 MPa a pri CMOD 3,5 mm minimálne 1 MPa (obr. 15).

σcr Zaťažovací stav

15


2/2009

33

S TAATV EE RB INÁ ÍL YK OA N TS ET CR H M UN KC O EL O G I E TECHNOLOGY

Napätie [MPa]

AND

Napätie [MPa]

M AT E R I A L S

σcr


16

Zaťažovací stav

17

Napätie [MPa]

Obr. 16 fR vs. L/d pri dávke 20 kg/m3 Fig. 16 fR vs. L/d within dosing 20 kg/m3 Obr. 17 fR vs. L/d pri dávke 25 kg/m3 Fig. 17 fR vs. L/d within dosing 25 kg/m3 Obr. 18 fR vs. tvar pozdĺžnej osi vlákien Fig. 18 fR vs. pattern of fibers along a longitudinal axis


18

vuje 10 a 20 %, to však nezodpovedá zmene štíhlosti vlákien. Pri dávke 20 kg/m3 sú počas celej doby skúšky badateľné výrazne vyššie fR u S14 (L/d = 67) ako u zvyšných dvoch typov vlákien i keď S15 má rovnaký štíhlostný koeficient. Za všetko hovorí aj rozdiel v fR pri CMOD 3,5 mm medzi S14 (1,84 MPa) a S15 (1,58 MPa), po percentuálnom vyjadrení, rovný 19 %. Preukázaná bola len priama závislosť od priemeru vlákien (predpokladá sa za každých okolností) a dĺžky vlákien. Tvar vlákien Vychádzali sme z predpokladu, že zlo-

žitejší tvar vlákien zabezpečuje ich lepšie zakotvenie v cementovom tmeli, a tým vyššie výsledné fR. Očakávali sme vyššie reziduálne pevnosti pri vlnovkových vláknach ako u priamych s prostými háčikmi na koncoch. Porovnaním výsledkov skúšok na vláknach S2(s) a S3(w) v dávkach 25 kg/m3 (obr. 18) sme dospeli k prekvapivému záveru. Vlnovkové vlákna S3 vykazovali počas celej skúšky pevnosti o 17 až 34 % nižšie reziduálne pevnosti ako priame vlákna s háčikmi S2 a s rastúcim CMOD sa fR (S3) znižovalo čoraz rýchlejšie. Predpokladáme, že výsledok možno vysvetliť vyrovnávaním zvlneného tvaru vlákien, no pre zatiaľ je to len domnienka.

Tab. 6 Sumarizácia výsledkov Tab. 6 Conclusions Parameter Štíhlosť (L/d) Konzistencia

Plastické znrašťovanie

Mechanické vlastnosti

34

Dávka Tvar prierezu Tvar pozdĺž. osi Dávka Dĺžka

Materiál Oceľ PP – – – PP

Charakter vlákien Dávka

–

Štíhlosť a dĺžka

–

Tvar pozdĺž. osi

–

Podmienka ↑ štíhlosť ↑ dĺžka ↑ dávka ↑ priemer ↑ tvarovanie ↑ dávka ↑ dĺžka monofilamentné fibrilované ↑ dávka ↑ štíhlosť ↑ dĺžka ↑ tvarovanie

Efekt ↑ ΔV ↑ ΔV ↑ ΔV ↓ ΔV ↑ ΔV ↑ CRR ↑ CRR ↓ ΔCRR ↓ ΔCRR ↑ fr ↑ fr ↑ fr ↓ fr

Pozn. (výsledky) 20 až 50 % 8 až 22 % Nelineárny vplyv 8% 15 až 18 % Nekvantifikované 14 až 30 % nevšeobecné 19 % 17 až 34 %

Z ÁV E R V oblasti vplyvu parametrov vlákien na konzistenciu VB sa potvrdili určité známe závislosti s tým, že boli aj kvantifikované pre určité okrajové podmienky. Sledovanie vplyvu jednotlivých druhov a typov vlákien na konzistenciu VB je len v počiatočnom štádiu a s rozrastajúcim sa súborom vstupných dát sa bude pracovať na odvodení určitých empirických závislostí. V oblasti sledovania vplyvu vlákien na obmedzenie plastického zmrašťovania betónu boli zistené niektoré pozoruhodné skutočnosti a závislosti, ktoré však nebolo možné kvantifikovať. Minimálne sa však podarilo zistiť vplyv rôznych PP vlákien na tento jav a praxi poskytnúť aspoň orientačné hodnoty sledovaných parametrov dosahované či už pri štandardne odporúčanom dávkovaní vlákien (cca 0,9 kg/m3) alebo napr. polovičnom. Pre mechanické vlastnosti sa z dostupných výsledkov skúšok nepodarilo odvodiť všeobecne platné vzťahy a závislosti, čo je dôsledkom veľkého množstva determinujúcich okrajových podmienok vstupujúcich do výpočtu a absenciou skúšok porovnateľných vlákien, keďže boli použité výsledky bežných komerčných skúšok. Avšak v skúšaní a vyhodnocovaní výsledkov sa bude pokračovať, keďže sa často stretávame s absenciou konfrontácie návrhových postupov so skutočne dosahovanými parametrami. Táto práca vznikla aj vďaka výraznej podpore Technického a skúšobného ústavu stavebného, n. o., Bratislava, najmä v oblasti testovania konzistencie a mechanických vlastností vláknobetónu. Vďaka patrí aj Purdue University, West Lafayette, IN, kde sme vykonali skúšky vplyvu PP vlákien na plastické zmrašťovanie. Text článku byl posouzen odborným lektorem


2/2009

Literatúra: [1] Labib W., Eden N.: An Investigation into the Use of Fibres in Concrete Industrial Ground-Floor Slabs, Liverpool John Moores University, Liverpool, 2006 [2] Lambrechts A.: The Technical Performance of Steel and Polymer Based Fibre Concrete, Annual Technical Symposium „Concrete for a New World“, 2005 [4] Hela R., Klablena P., Krátký J., Procházka J., Štěpánek P., Vácha J.: Betonové průmyslové podlahy, Informační centrum ČKAIT, Praha, 2006 [5] STN EN 12350-3 Skúšanie čerstvého betónu. Časť 3: Skúška Vebe [6] Chanh N.: Steel Fibre Reinforced Concrete, Ho Chi Minh City University of Technology, Vietnam [7] STN EN 14651 Skúšobné metódy na betón vystužený kovovými vláknami. Meranie pevnosti v ťahu pri ohybe (medza úmernosti (LOP), zostatková pevnosť) [8] Žiogas V., Juočiūnas S.: Design and Installation Peculiarities of Monolithic Concrete Floor, Kaunas TU, Kaunas, Lithuania, 2005 [9] Meda A., Plizzari G., Sorelli L.: Fracture Properties of Concrete Reinforced with Hybrid Fibres, University of Bergamo, Italy, 2003 [10] STN EN 14889-1 Vlákna do betónu. Časť 1: Oceľové vlákna. Definície, špecifikácie a zhoda [11] STN EN 14889-2 Vlákna do betónu. Časť 2: Polymérové vlákna. Definície, špecifikácie a zhoda [12] STN EN 14845-1 Skúšobné metódy pre vlákna v betóne. Časť 1: Referenčný betón [13] STN EN 14845-2 Skúšobné metódy pre vlákna v betóne. Časť 2: Účinok na betón [14] STN EN 14721+A1 Skúšobné metódy na betón vystužený kovovými vláknami, Meranie obsahu vláken v čerstvom a zatvrdnutom betóne [15] ASTM C 1579 Standard Test Method for Evaluating Plastic Shrinkage Cracking of Restrained Fiber Reinforced Concrete (Using a Steel Form Insert) [16] Standard Practice for Making and Curing Concrete Test Specimens in the Laboratory [17] Qi C., Weiss J., Olek J.: Characterization of plastic shrinkage cracking in fiber reinforced concrete using semi-automated image analysis’, Concrete Science and Engineering, 36 (260), 2003 [18] Lura P., Pease B., Mazzotta G. B., Rajabipour F. and Weiss J.: Influence of Shrinkage-Reducing Admixtures on Development of Plastic Shrinkage Fracka, ACI Materials 194 als Journal/March-April 2007 [19] Qi, C., Weiss W. J. and Olek J.: The Statistical Significance of the Restrained Slab Test to Quantify Plastic Shrinkage Cracking in Fiber Reinforced Concrete, ASTM Int. J. 2 (7), 2005 [20] ASTM C 192 Standard Practice for Making and Curing Concrete Test Specimens in the Laboratory [21] STN EN 206-1 Betón. Časť 1: Špecifikácia, vlastnosti, výroba a zhoda Ing. Peter Briatka Stavebná fakulta STU v Bratislave e-mail: [email protected] Ing. Patrik Ševčík e-mail: [email protected] oba: TSÚS, n. o., Bratislava

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.com, e-mail: [email protected]


ZALOŽENÍ


POMNÍKU

PALACKÉHO

V

PRAZE

Zakládání na železobetonových pilotách se stává úspěšnou alternativou k používání tradičních dřevěných pilot. Vlastnosti nových železobetonových pilot jsou všeobecně velmi výhodné. Jedno takové použití je možno v posledním čase sledovat i v Praze. Při budování nového pomníku Palackého na vltavském nábřeží v Praze se ukázalo, že pod vybraným místem jsou zhruba deset let staré navážky mocnosti až 9 m (vyplnění prostoru za novou ochrannou nábřežní zdí, pozn. red.). Teprve pod nimi je únosná zemina vysoké mocnosti. Bylo tedy rozhodnuto odkopat 4 m navážek a z této úrovně zaberanit 8,5 m dlouhé železobetonové piloty (obr. 1). Příčný řez pilotou je čtverec o straně 25 cm. Pilota je vyztužena čtyřmi ocelovými pruty průměru 20 mm. Beton byl míchán v poměru 1 : 3. Z celkové délky 8,5 m bylo 3,5 m zaberaněno až do rostlé 1

2

zeminy a 5 m zůstavá v navážkách. Beranění bylo prováděno novým patentovaným beranidlem Mencks, jak je vidět na obr. 2. Závaží váhy 1 600 kg, dopadá na pilotu vážící 1 300 kg z výšky 1,5 m. Celkem bylo pod budoucí pomník zaberaněno 111 pilot, které budou přenášet zatížení 3 000 t. Všechny piloty byly úspěšně osazeny podle projektu inženýrů Karla Herzána a Vladimíra Vlčka z Prahy během léta roku 1909. R.H. Beton und Eisen, 1910, Heft V., s. 132

ONLINE

ARCHÍV

IABSE

VOLNĚ PŘÍSTUPNÝ VEŘEJNOSTI

Mezinárodní asociace pro mostní a konstrukční inženýrství známá pod zkratkou IABSE v únoru tohoto roku oznámila, že k 80. výročí svého založení otvírá online archív IABSE publikací z období let 1929 až 1999. Přes 80 000 stránek historických dokumentů o konstrukčním inženýrství (mosty, vysoké budovy, průmyslové stavby, sportovní stadiony, věže ad.) a materiálech (beton, ocel, kompozity, dřevo, sklo, plasty ad.) ve formě přednášek, sborníků, časopisů a dalších publikací je nyní volně přístupných všem zájemcům z řad odborné i laické veřejnosti. Archiv je zpracován do fulltextového dokumentu a vyhledávání probíhá pomocí klíčových slov. Digitalizace archivu IABSE byla realizována ve spolupráci Švýcarského federálního technologického institutu v Curichu (ETH) a Švýcarské elektronické akademické knihovny (SEALS) za podpory nadace IABSE. Více informací najdete na adrese: www.iabse.org/association/80yearsIABSE/index.php

36


2/2009

EKOLOGIE ECOLOGY

ZELENÝ

MOST

Výsledky již třetího ročníku soutěže o nejlepší rekultivační projekt těžebních prostor České republiky Zelený most 2008 byly vyhlášeny v listopadu 2008 na podzimním Setkání těžařů ve Znojmě. Podle počtu došlých projektů můžeme usuzovat, že soutěž se již výrazně zapsala do podvědomí odborné veřejnosti. Bohužel i tentokrát musely být některé přihlášené realizace vyřazeny pro nesplnění soutěžních podmínek a zadání. Do druhého kola soutěže byly vybrány tři soutěžní projekty: • Rekultivace Homole v lokalitě Lom Rožmitál, autorem projektu je Ing. Jaroslav Branda (Atelier M) a investorem Zemědělské družstvo Šonov (obr. 1) • Veselské pískovny v lokalitě Veselí nad Lužnicí, Horusice a Vlkoš, autorem projektu je Ing. Hedvika Psotová a investorem je firma Hanson ČR, a. s., (obr. 2) • Rekultivace východních svahů v části lomu Mokrá – Břidla pro posílení funkcí NRBK K 132, která probíhá v lokalitě Mokrá u Brna, projekt vyhotovil Ing. Aleš Sekanina (Sequoi, s. r. o.), investorem je Českomoravský cement, a. s., (obr. 3) Ve druhém kole odborná porota Zeleného mostu po vyhodnocení dokumentace vybraných projektů jejich lokality navštívila, aby se podrobně seznámila s aktuálním stavem realizované rekultivace. Hlavními kritérii, kterými se porotci řídili, jsou funkční a urbanistické začlenění rekultivovaného těžebního prostoru do okolní krajiny, dlouhodobý přínos, přírodovědný potenciál a ekonomická (ne)náročnost. Vítězem pro rok 2008 byl s velmi těsným výsledkem vyhlášen projekt Veselské pískovny. Veselské pískovny se nacházejí v severní části Chráněné krajinné oblasti Třeboňsko. Krajina Třeboňska má specifický charakter. Jedná se o oblast intenzivně přetvářenou člověkem, v níž se zachovala nebo činností člověka vznikla cenná přírodní společenstva. Dnešní Třeboňsko je světově uznávaným příkladem harmonického vztahu mezi přírodou a činností člověka, a proto oblast byla již v roce 1977 zařazena mezi biosférické rezervace UNESCO v rámci programu Člověk a biosféra. Zdejší původně močálovitá krajina byla od prvopočátků využívána jako komplexní krajinný sys-

tém, čímž došlo k vytvoření unikátní mozaiky lesů, rybníků, vodních toků, luk, polních kultur a sídel. Předmětem optimalizace rekultivačního záměru bylo vytvoření podmínek pro trvalou existenci cenných přírodních společenstev v širokém spektru biotopů, úprava odtokových poměrů a vodního

1

2a 2b

Obr. 1 Rekultivace Homole v lokalitě Lom Rožmitál Obr. 2 Veselské pískovny v lokalitě Veselí nad Lužnicí, Horusice a Vlkoš, a), b) Obr. 3 Rekultivace východních svahů v části lomu Mokrá – Břidla pro posílení funkcí NRBK K 132

Literatura: [1] Minerální suroviny 4/2008, str. 40–41 [2] www.tezební-unie.cz

režimu a začlenění rekultivovaných ploch do krajiny, jejich zpřístupnění a dílčí využití pro měkké formy rekreace a ekologickou výchovu veřejnosti.

3

Fotografie: archív Těžební unie


Jana Margoldová

2/2009

37

VĚDA

A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH

OBSAH

HYDROXIDU VÁPENATÉHO V BETONECH SE SILIKÁTOVÝMI PŘÍMĚSMI – DŮLEŽITÝ FAKTOR PŘI POSUZOVÁNÍ ŽIVOTNOSTI BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ CALCIUM HYDROXIDE CONTENT IN CONCRETES WITH SILICATE ADMIXTURES – IMPORTANT FACTOR IN DURABILITY ASSESSMENT OF CONCRETE STRUCTURES P AV L A R O V N A N Í K O VÁ , B Ř E T I S L A V T E P LÝ Příspěvek uvádí souvislost obsahu hydroxidu vápenatého v betonu a trvanlivosti betonových konstrukcí. Jsou ukázány výsledky experimentálních studií obsahu hydroxidu vápenatého v betonech s hydraulicky nebo pucolánově reagujícími příměsmi a je popsána vazba na k-faktor a životnost konstrukce. Relation of calcium hydroxide content and durability of concrete structures is provided. Results of experimental study show the influence supplementary cementing materials on calcium hydroxide content and the relationship to k-value and to service life are mentioned.

Nejenom na stránkách tohoto časopisu bylo již vícekrát připomínáno, že je nutno věnovat zvýšenou pozornost obsahu oxidu uhličitého (CO2) v atmosféře. V přírodě sice probíhá jeho koloběh, ale stále se rozvíjející průmysl vede k porušení přírodní rovnováhy a ke zvyšování jeho obsahu ve vzduchu. Průměrná koncentrace CO2 v atmosféře byla na začátku 90. let minulého století 0,03 % obj., dnes se uvádí hodnota 0,038 % obj., tj. došlo k nárůstu asi o 27 %. Na zvýšení obsahu CO2 se podílejí spalné procesy, při kterých CO2 vždy vzniká, ale také další technologické procesy, mezi něž patří výroba cementu a vápna. Zatímco při výrobě vzdušného vápna mnoho možností snižování produkce CO2 není, při výrobě cementu a směsných silikátových pojiv existuje řada možností snížení produkce oxidu uhličitého. Jedná se zejména o náhradu portlandského slínku pucolánově nebo hydraulicky reagujícími příměsmi (Supplementary Cementing Materials – SCM), jako jsou popílky, strusky, zeolity, popely, pálené jíly apod., tj. jak primárními, tak sekundární materiály [1]. Princip vytváření pevné struktury směsných pojiv je podmíněn tím, že při hydrataci cementu vzniká hydroxid vápe38

natý, se kterým příměsi reagují za vzniku pojivých sloučenin. Pucolánová reakce a reakce latentně hydraulických příměsí vede ke snížení obsahu hydroxidu vápenatého v cementovém tmelu. Připomeňme, že hydroxid vápenatý je silný hydroxid, který udává cementovému tmelu v betonu zásaditou reakci (pH nasyceného roztoku při 25 °C je 12,45). Vysoká koncentrace hydroxidových iontů vytváří v betonu prostředí vhodné pro ochranu ocelové výztuže před korozí. Snížení obsahu hydroxidu vápenatého proto může významně ovlivnit pasivační vrstvu na ocelové výztuži v betonu, a tak vést k její korozi. Trvanlivost betonu železobetonové konstrukce je tedy mj. závislá na obsahu hydroxidu vápenatého, což je také ovlivněno druhem a množstvím latentně hydraulických a pucolánových příměsí. Na tuto tématiku je zaměřen tento příspěvek, který se mj. zabývá stanovením zbytkového obsahu hydroxidu vápenatého po reakci s SCM. Požadavek na trvanlivost stavebních materiálů/konstrukcí (kvantifikovaný údajem o životnosti) se stává v posledním období imperativem, viz např. [2], kde je uvedena informace o v současné době zpracovávané náhradě základní směrnice EU, tj. 89/106/ EEC (CPD) z roku 1988 novou směrnicí. Ta bude mj. explicitně vyžadovat, aby konstrukce byly navrhovány a prováděny tak, aby zajišťovaly trvanlivost přijatelnou z ekonomického hlediska a též z hlediska trvalé udržitelnosti stavění. Dále bude požadováno, aby byly použity pokud možno materiály environmentálně kompatibilní (zdůrazňují se tím i materiály sekundární, které mají charakter SCM). Při posuzování životnosti betonové konstrukce (tj. při návrhu nové konstrukce na specifikovanou životnost, ale i při odhadování zbytkové životnosti u existující konstrukce) za použití cementů s příměsmi je nutné znát vlastnosti betonu s ohledem na trvanlivost, např. rychlost karbonatace v daném prostředí. Jinými slovy: je potřebná specifikace přímých

charakteristik betonu, tzv. performance-based specifikace. Je nutno poznamenat, že současná ČSN EN 206-1 [3] doposud neposkytuje všechny podklady pro takovou specifikaci, blíže [4]. H Y D R O X I D V Á P E N AT Ý V B E T O N U A VLIV SCM NA JEHO OBSAH Hydroxid vápenatý vzniká při hydrataci silikátových slínkových minerálů, C3S a β-C2S. Tento proces lze popsat zjednodušenými rovnicemi 2 (3CaO•SiO2) + 6H2O → 3CaO•2SiO2•3H2O + 3Ca(OH)2 2 (2CaO•SiO2) + 4H2O → 3CaO•2SiO2•3H2O + Ca(OH)2 Množství hydroxidu vápenatého v hydratovaném cementu závisí zejména na mineralogickém složení portlandského cementu a na stupni hydratace. Obsah Ca(OH)2 v cementové pastě, resp. v betonu, může být stanoven přímými i nepřímými metodami. Nejčastěji používanými metodami jsou chemická extrakce a následná neutralizační analýza, termická analýza nebo kalorimetrie, RTG difrakční analýza. Pro snížení energetické náročnosti cementu, snížení emisí skleníkového plynu (CO2) a zlepšení některých vlastností betonu, zejména korozní odolnosti, se vyrábějí cementy na bázi portlandského slínku s příměsmi, označované podle ČSN EN 197-1 CEM II až CEM V. Jsou to cementy, které obsahují určitou koncentraci reaktivních příměsí, které se přidávají k portlandskému slínku při výrobě cementu. Anorganické příměsi se dělí na pucolánově aktivní, které mají vysoký obsah SiO2 v reaktivním stavu a mnohdy také Al2O3, nebo hlinitokřemičitany a velmi nízký nebo nulový obsah CaO, a na látky hydraulicky nebo latentně hydraulicky aktivní s vyšším obsahem CaO. Pucolánově aktivní látky reagují s hydroxidem vápenatým a vytvářejí již za normální teploty hydratované kře-


2/2009

VĚDA SCIENCE

mičitany vápenaté. Je-li přítomen Al2O3, tvoří se hydratované hlinitany vápenaté. Používané příměsi jsou buď odpadní suroviny vznikající ve stavebnictví nebo v jiných průmyslových odvětvích ve velkých množstvích, nebo přírodní suroviny těžené a někdy upravované. Jsou to zejména: • vysokopecní granulovaná struska • vysokoteplotní elektrárenské popílky • mikrosilika (křemičité úlety) • přírodní pucolány • tepelně zpracované jílové suroviny (např. metakaolin). Vysokopecní struska je vedlejší produkt výroby železa, který vzniká reakcí doprovodných složek železné rudy (křemen, jíly, sádrovec) se struskotvornou přísadou (vápencem) ve vysoké peci jako tavenina při teplotách 1 350 až 1 550 °C. Rychlým ochlazením strusky pod 800 °C zkrápěním vodou vznikne granulovaná struska v rentgenoamorfním stavu. Při hydrataci strusky v přítomnosti portlandského cementu se tvoří CSH gely s nižší zásaditostí (nižší poměr Ca/Si), gehlenithydrát C2ASH8 a ettringit [8]. Popílky z vysokoteplotního spalování jsou pucolánově aktivní látky, vznikající jako odpad při spalování uhlí. Reaktivní složkou v popílku je amorfní SiO2, který reakcí s Ca(OH)2 a vodou tvoří vápenaté hydrosilikáty typu CSH sloučenin. Reakce je vzhledem ke sklovitému charakteru popílků poměrně pomalá. Mullit (3Al2O3•2SiO2), který je součástí popílků, za normálních podmínek s Ca(OH)2 nereaguje. Mikrosilika, také křemičitý úlet, je pucolánově reaktivní odpadní produkt, vznikající při výrobě ferosilicia nebo elementárního křemíku. Obsahuje 85 až 99 % reaktivního amorfního oxidu křemičitého. Vzhledem k velkému měrnému povrchu mikrosiliky, reaguje tato s Ca(OH)2 poměrně rychle, produktem jsou, podobně jako u reakce popílků, CSH sloučeniny. V některých státech se těží přírodní pucolány, vyznačující se vysokým obsahem amorfního reaktivního SiO2. Většina přírodních pucolánů je vulkanického původu, především tufy a trasy, které obsahují kromě základních reaktivních složek také inertní minerály, např. křemen a živce. Mezi přírodní pucolány jsou zařazovány i sedimenty, jako je diatomit, vzniklý ze schránek pravěkých živočichů nebo spongilit. Reaktivita přírodních pucolánů je závislá na jejich složení a velikosti částic.

Reakcí s Ca(OH)2 vznikají vápenaté hydrosilikáty a hydroalumináty. Některé hlíny s vysokým obsahem jílových minerálů reagují již za normální teploty s vápnem. Toho se využívá při stabilizaci zemin, ale vzhledem k fyzikálním vlastnostem produktů (bobtnání, smršťování při vysychání) je nelze použít jako přísadu do betonu. Zahříváním jílových minerálů na teplotu nad 600 °C vznikají nedokonale krystalické nebo amorfní dehydratované hlinitokřemičitany, které jsou pucolánově aktivní. Příkladem je kaolinit, Al2O3•2SiO2•2H2O, který při teplotě okolo 540 °C přechází na metakaolinit, Al2O3•2SiO2, pucolánově aktivní látku. Všechny uvedené příměsi reagují s Ca(OH)2 vznikajícím při hydrataci cementu, za tvorby pevné struktury cementového tmelu. V závislosti na druhu a množství příměsi, specifickém povrchu a průběhu reakce se spotřebuje určité množství Ca(OH)2. METODIKA EXPERIMENTŮ Obsah hydroxidu vápenatého byl stanoven v zatvrdlé cementové pastě, která byla připravena z portlandského cementu CEM I 42,5 R (Českomoravský cement, a. s., Mokrá), příměsi a vody (vzorky bez příměsi byly použity dále jako referenční – označení REF). Jako příměs byl použit popílek z Elektrárny Dětmarovice (označení POPDE), granulovaná jemně mletá vysokopecní struska z Kotouč, a. s., Štramberk (označení STR) o měrném povrchu 380 m2kg-1 a metakaolin Mefisto K 05 z ČLUZ, a. s., Nové Strašecí s velikostí zrna D50 = 5 μm (označení MK). Stoupající množství příměsí bylo dávkováno ke konstantnímu množství portlandského cementu. Vodní součinitel pro referenční pastu měl hodnotu 0,5, pro pasty s příměsmi byl zvyšován tak, aby bylo dosaženo stejné konzistence plastické směsi. Vzorky byly uloženy po dobu 28 dnů v prostředí o teplotě 21 ± 2 °C a 100% relativní vlhkosti. Poté byl stanoven obsah hydroxidu vápenatého. Závislost obsahu hydroxidu vápenatého na době tvrdnutí pasty (uložené za stejných podmínek) s poměrem cement : SMC = 1 : 0,25 byla sledována v časech 7, 14, 28, 56 a 90 dnů. Stanovení obsahu hydroxidu vápenatého bylo provedeno neutralizační analýzou ve vodním výluhu z pasty. Z past byla vyrobena zkušební tělíska velikosti 20 × 20 × 100 mm a orientačně na nich byla zkoušena také pevnost v tlaku.


2/2009

AND

A VÝZKUM RESEARCH

Tato metodika je obdobná jako stanovení pucolánové aktivity s tím, že se k reakci využívá hydroxid vápenatý vzniklý hydratací cementu. Obsah hydroxidu vápenatého v pastě se stoupajícím množstvím příměsí Se stoupajícím množstvím silikátové příměsi se snižovala koncentrace Ca(OH)2, protože hydroxid vstupoval do reakce s příměsmi (obr. 1). Výrazné snížení obsahu hydroxidu bylo patrné již při přídavku 10 % metakaolinu, nejvíce Ca(OH)2 spotřeboval metakaolin v pastě, která měla poměr CEM : MK = 1 : 1, kde bylo zjištěno jen 8,21 % Ca(OH)2 z množství přítomného v referenční pastě. Stoupající množství silikátových příměsí ovlivnilo pevnostní charakteristiky cementových past. Pevnost v tlaku (obr. 2) je ovlivněna druhem příměsi. Pasta s popílkem Dětmarovice vykázala nejnižší pevnosti, které klesají se stoupajícím množstvím popílku. Pasty s vysokopecní granulovanou struskou vykázaly nárůst pevnosti se stoupajícím množstvím strusky. Zde se projevila malá velikost zrn strusky, která byla pomleta a přidána jako příměs k portlandskému cementu. Mele-li se v cementárně struska spolu se slínkem, vzhledem k melitelnosti obou složek, má ve výsledném směsném cementu struska větší zrna, která při hydrataci zcela nezreagují, a to se projeví nižšími pevnostmi betonů s použitím cementu CEM II/A nebo CEM II/B. Použitá struska externě přidávaná do pasty měla měrný povrch 380 m2/kg. Pasta s metakaolinem měla stoupající hodnoty pevnosti v tlaku do poměru CEM : MK = 1 : 0,25, při vyšší koncentraci metakaolinu se pevnost v tlaku snižovala (ale až do poměru CEM : MK = 1 : 0,75 dosahovala hodnot vyšších, než REF). V porovnání s pevností v tlaku referenční pasty pouze popílek Dětmarovice způsobil výrazné snížení pevností, ostatní příměsi měly sníženou nebo zvýšenou pevnost v rozmezí ±5 MPa. Závislost průběhu reakce silikátových příměsí s hydroxidem vápenatým byla sledována v čase 7, 14, 28, 56 a 90 dnů na pastách s poměrem CEM : SCM = 1 : 0,25. Pasta s metakaolinem má vyšší pevnosti v tlaku než referenční pasta a pasty s ostatními příměsmi ve všech sledovaných časech. Pasty s popílkem Dětmarovice, se struskou a referenční 39

VĚDA


^Sd\]abdbZOYcI;>OK

hPgbY]dÝ1O=6 Idh]`YcK

& $ " > => 23

A B@ #

#

%#

> => 23

A B@

1

#

;9 #

%#

@34

2

#

" !

# #

> => 23 %R

A B@ "R

;9 &R

#$R

@34

> => 23

'R

pasta mají v časech 56 a 90 dnů srovnatelné pevnosti v tlaku (obr. 3). Obsah hydroxidu vápenatého (obr. 4) narůstá u referenční pasty v čase, naopak u past s popílkem Dětmarovice, se struskou a s metakaolinem koncentrace s postupnou reakcí dalších podílů příměsi v čase klesá. Nejvíce hydroxidu vápenatého spotřebuje metakaolin. Spotřeba hydroxidu vápenatého při reakci s SCM má za následek nižší kapacitu pro jeho možnou karbonataci, nebo obecně neutralizaci. Při karbonataci nejdříve reaguje hydroxid vápenatý a teprve po jeho spotřebování reaguje oxid uhličitý s hydratovanými slínkovými minerály. Přítomností SCM je dříve dosaženo iniciačního času, tj. doby, kdy se sníží pH pórového roztoku v cementovém tmelu pod hodnotu 9,5, a jsou tak vytvořeny podmínky pro korozi výztuže. Pokles obsahu hydroxidových iontů, stanovený v připravené cementové pastě, bude shodný s jeho poklesem v betonu. Lišit se může jen v případě použití kameniva reagujícího s hydroxidovými ionty (např. amorfní formy SiO2). Problematika k-faktoru Z výše uvedené studie vlivu příměsi na obsah hydroxidu vápenatého v betonu lze pro karbonataci schematicky shrnout:

A B@ %R

3

40

!

@34

hPgbY]dÝ1O=6 IUUdh]`YcK

^Sd\]abdbZOYcI;>OK

;9

"

"R

;9 &R

@34 #$R

'R

4

použití SCM v betonu → snížení koncentrace Ca(OH)2 → rychlejší snižování pH → možný rychlejší postup čela karbonatace → rychlejší depasivace výztuže → kratší iniciační čas → možný rychlejší nástup koroze výztuže → zkrácení životnosti Průběh karbonatace betonu je významně ovlivněn vodním součinitelem; v případech použití SCM jde o ekvivalentní vodní součinitel zavedený v normě [3], ve kterém se uplatňuje tzv. k-faktor (w/c)eff = voda/(cement + k × příměs). Se vzrůstající hodnotou tohoto faktoru klesá vodní součinitel, což představuje snížení porosity cementového tmele, a tím také snížení rychlosti karbonatace, příp. dalších degradačních procesů v betonu. Obecně nelze jednoznačně říci, že přídavek silikátové příměsi (alternativního silikátového pojiva) zrychlí pohyb čela karbonatace, a tím zkrátí iniciační čas koroze výztuže. Snížení obsahu Ca(OH)2 v důsledku přídavku příměsi nemusí mít negativní vliv na trvanlivost betonu a životnost konstrukce. Zda dojde k negativnímu či pozitivnímu ovlivnění bude záviset na druhu, množství, reaktivitě a velikosti částic příměsi a skladbě směsi pro výrobu betonu [11]. Ostatně i z posledního sloupce tab. 1 je zřejmé, že použití křemičitých

úletů, resp. popílků znamená snížení efektivního vodního součinitele; to představuje sníženou porozitu, a tedy vyšší odpor proti průniku agresivních látek. Tyto závislosti je nepochybně nutno respektovat při navrhování betonových konstrukcí s ohledem na životnost, a také při odpovídající specifikaci betonu. S tím souvisí i koncepce k-faktoru. Jeho hodnoty uvedené v normě [3] byly odvozeny pouze ve vztahu k pevnosti betonu, tj. neumožňují správně využít mezní hodnoty pro odolnost proti vlivům prostředí, doporučené tabulkami NA F.1 a F.2 citované normy. Připomeňme také, že vodní součinitel patří mezi nepřímé charakteristiky trvanlivosti a jeho bezprostřední využitelnost pro specifikaci betonu, resp. při navrhování betonové konstrukce, je tak omezena. Na druhé straně může být znalost hodnot k-faktoru potřebná při aplikování některých výpočetních modelů degradace betonu, jak to připouští pro specifikaci trvanlivosti také norma [3], příloha J. Vztahem mezi k-faktorem a karbonatací, i modelováním tohoto jevu, se podrobněji zabývala např. publikace [5], u nás pak [6]. Autoři [5] stanovili hodnoty k-faktoru pro případy popílku s vysokým, resp. s velmi nízkým obsahem oxidu vápenatého a pro případy záměsí s mikrosilikou tak, že je v modelu uvedli do souladu s experimen-


2/2009

VĚDA SCIENCE

Obr. 1 Obsah Ca(OH)2 po 28 dnech hydratace cementu se stoupajícím množstvím SCM Fig. 1 Content of Ca(OH)2 for different SCM amount after 28 days of hydration Obr. 2 Pevnost past v tlaku po 28 dnech hydratace cementu se stoupajícím množstvím SCM Fig. 2 Compressive strength of paste for different SCM amount after 28 days of hydration Obr. 3 Souhrnné výsledky stanovení pevnosti past v tlaku v čase Fig. 3 Overall results of compressive strength of paste at different age Obr. 4 Zbytkový obsah Ca(OH)2 v čase Fig. 4 Residual content of Ca(OH)2 at different age

tálními výsledky rychlosti karbonatace pro několik druhů betonů s použitím příměsí. Tyto hodnoty se výrazně liší od hodnot uvedených v ČSN EN 206–1, viz srovnání závislosti hloubky karbonatace v čase pro různé případy [6], [10], a také následující tabulku hodnot k-faktoru dle [5] i [3] (hodnoty v závorkách se vztahují k pevnostem v tlaku při stáří 90 dní). Chloridové ionty v betonu nemají vliv na koncentraci hydroxidu vápenatého, ale jeho snížený obsah, způsobený reakcí s SCM, má za následek urychlení koroze výztuže, kde chloridy jsou katalyzátorem korozní reakce. Jedním z cílů zahájeného výzkumu je proto poskytnout podklady pro další doplnění k-hodnot vhodných pro popis odolnosti proti některým vlivům prostředí při použití různých typů SCM (příp. i z různých zdrojů, při různé jemnosti mletí, různá množství). Přitom bude použita inverzní analýza výsledků experimentů (příp. měření in situ) při aplikaci výpočetních modelů příslušných degradačních procesů. Z ÁV Ě R Problematika přítomnosti SCM v betonu je v dnešní době vysoce aktuální vzhledem ke snaze po snižování emisí CO2 při výrobě cementu a používání betonu. Jedna z cest snižování produkce CO2 je výroba směsných cementů typu CEM II až CEM V nebo používání pucolánově nebo hydraulicky reagujících příměsí při výrobě betonu, jako jedné ze složek směsi. Předložená práce ukazuje na rozdílnost reaktivity zkoumaných SCM příměsí, rychlost reakce a vztah reaktivity k pevnostem.

Literatura: [1] Gemrich J.: Cement – environmentální stavební materiál současnosti i budoucnosti, Beton TKS, 2/2008, 34–39 [2] The Eurocodes and the Construction Industry, Dokument CEN/TC 250, N 792, 2008 [3] ČSN EN 206-1 Beton. Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda (vč. změn Z1 až 3) [4] Teplý B.: Performance-based navrhování betonových konstrukcí a specifikace betonu. Beton TKS, 2/2009 [5] Papadakis V. G.: Efficiency factors (k-value) for supplementary cementing materials regarding carbonation and chloride penetration, Proc. of the 5th Int. Conf. on Durability of concrete, Vol. I/2002. Ed. V. M. Malhotra. Barcelona : CANMET/ACI, 2000, 173–187 [6] Teplý B., Chromá M., Rovnaník P.: Karbonatace, cementy typu CEM II a doporučení ČSN EN 206-1, Sb. 12. betonářských dnů 2005, Hradec Králové: ČBS, 2005, 78–83

AND

A VÝZKUM RESEARCH

[7] Teplý B., Chromá M., Rovnaník P. a Rovnaníková P.: Karbonatace betonu, druhy cementů a doporučení ČSN EN 206-1, Beton TKS, 1/2006, 39–41 [8] Rovnaníková P.: Vývoj metody stanovení obsahu hydroxidu vápenatého v hydratovaném cementu v přítomnosti pucolánově reagujících příměsí, Zpráva pro grant GA ČR 103/06/1562, Brno: FAST VUT v Brně, 2006 [9] Bicók I.: Concrete corrosion, concrete protection, Budapešť: Akadémiai Kiadó, 1972 [10] Chromá M., Pernica F. and Teplý B.: Blended cements, durability and reliability of concrete structures, Proc. 2nd Inter. Symp. Non-Traditional Cement and Concrete, 2005, Brno, 216–223 [11] Müller Ch.: Vlastnosti portlandských cementů směsných, Text přednášky Technické a vědecké cementářské konference 27. a 28. 10. 2005 v Norimberku, Překlad A. Štěrba, Praha: VUMO a SVC ČR, 2008

Pevnostv v tlaku Karbonatace Chloridy [3] [5] [3] [5] [3] [5] 2a 3 – 0,3c Křemičité úlety – 6c (2,2) 1b 0,5f 0,2d 3f 0,5f (1,1f) – popílek – 1g (1,1g) 0,4e 0,7g 2g a … CEM I, w/(c + kP) ≤ 0,45, přitom křemičitý úlet/cement ≤ 0,11 b … CEM I, pro w/(c + kP) > 0,45, platí pro stupně vlivu prostředí XC a XF, jinak k = 2; přitom křemičitý úlet/ cement ≤ 0,11 c … pro obsah 90,90 % SiO2 a 0,69 % CaO d … CEM I 32,5, přitom popílek/cement ≤ 0,33 e … CEM I 42,5 a vyšší, přitom popílek/cement ≤ 0,33 f … popílek s nízkým obsahem CaO g … popílek s vysokým obsahem CaO SCM

Tab. 1 Hodnoty součinitele k Tab. 1 Values of k-factor

Byl stanoven obsah zbytkového hydroxidu vápenatého v cementové pastě ve vztahu k množství příměsí a v čase až do 90 dnů. Je zřejmé, že rychlost reakce SCM s Ca(OH)2 je výrazně závislá na velikosti částic jednotlivých příměsí. Z uvedených výsledků vyplývá, že zkoumaná problematika je závažná z hlediska posouzení iniciačního času, s tím související následné koroze ocelové výztuže, a tedy i životnosti betonové konstrukce. Příspěvek byl vypracován v rámci činnosti centra CIDEAS – projekt 1M0579 (MŠMT ČR) a částečně v rámci prací na řešení projektů


2/2009

103/07/0034 a 103/06/1522 udělených Grantovou agenturou České republiky. Text článku byl posouzen odborným lektorem. Prof. RNDr. Pavla Rovnaníková, CSc. tel.: 541 147 633; fax: 541 147 667 e-mail: [email protected] Prof. Ing. Břetislav Teplý, CSc. FEng. tel.: 541 147 642; fax: 541 147 667 e-mail: [email protected] oba: Stavební fakulta VUT v Brně Žižkova 17, 602 00 Brno

41

S TĚ AD VAE BA N VÍ Ý KZ OK N V US MT R U K C E SCIENCE

AND

RESEARCH

ZOSILŇOVANIE

ŠT Í H LYC H Ž E L E ZO B E TÓ N OV ÝC H ST Ĺ P OV S POUŽITÍM KOMPOZITNÝCH MATERIÁLOV STRENGTHENING OF SLENDER REINFORCED CONCRETE COLUMNS WITH THE USE OF COMPOSITE MATERIALS K AT A R Í N A H A L Á S Z O V Á , J U R A J B I LČ Í K Použitie kompozitných materiálov predstavuje modernú alternatívu zosilňovania železobetónových konštrukcií. Aplikáciou na stĺpy sa dá dosiahnuť zvýšenie pevnosti a ťažnosti. V príspevku sa analyzujú možnosti zvýšenia odolnosti štíhlych stĺpov. The use of composite materials presents a modern alternative of reinforced concrete structures strengthening. The application to columns results in an increase of strength and ductility. In this report the possibilities of slender columns resistance increase are analysed. Potreba zosilňovania železobetónových konštrukcií je aktuálna najmä z týchto dôvodov: • väčšia únosnosť konštrukcie z dôvodu zvýšeného zaťaženia; • chyby pri navrhovaní alebo zhotovovaní, ktoré majú za následok nedostatočnú únosnosť; • porušenie betónu alebo výstuže v dôsledku seizmicity, požiaru alebo iných mimoriadnych zaťažení; • starnutie stavebných materiálov. Existuje viacero spôsobov zosilňovania nosných prvkov, a to zväčšenie prierezu, dodatočné predpätie alebo zmena konštrukčného systému. Účinnosť týchto metód bola preukázaná v mnohých situáciách, majú však aj svoje obmed-

\O^wbWSI;>OK

cVZY]d{ 6; dZtY\O

Modul pružnosti v ťahu [GPa] 165 až 640

OÒ[WR]d{dZtY\O aYZS\{dZtY\O ]QS¤]d{^`SR^\OQWSZO\t cVZY]d{dZtY\O( 6Aµadga]Y]c^Sd\]aÍ]c 6;µadga]YÝ[[]RcZ][^`cÐ\]abW

]QS¤]d{^`bg

! " ^][S`\{^`Sbd]`S\WSIK

z výstužných vlákien a matrice. Výstužné vlákna dávajú kompozitu základnú pevnosť a matrica ich chráni pred mechanickým poškodením a podieľa sa na roznose namáhania do vlákien. Vlastnosti FRP kompozitov sú vo veľkej miere ovplyvnené použitým typom vlákien. V stavebných konštrukciách sa uplatňujú tri typy vlákien: • uhlíkové (carbon), • sklené (glass), • aramidové – z aromatického polyamidu (aramid) (obr. 1). Pre účely zosilňovania na statické účinky sú najvhodnejšie uhlíkové vlákna, ktoré majú vysoký modul pružnosti, veľké pevnosti, sú odolné voči mnohým chemickým vplyvom, odolávajú únavovému namáhaniu, nepodliehajú korózii a nepreukazujú žiadne známky dotvarovania a relaxácie. Uhlíkovými vláknami vystužený polymér („Carbon Fibre Reinforced Polymer“ = CFRP) spája v sebe pevnosť a tuhosť s objemovou stálosťou. V porovnaní s klasickou betonárskou výstužou medzi jeho výhody patrí: vysoká pevnosť, nízka hmotnosť, jednoduchá príprava povrchu, znížené nároky na kotvenie a trvanlivosť systému zosilnenia. Nevýhodou je relatívne vysoká cena, náchylnosť na mechanické poškodenie a prenos zaťaženia len v smere vlákien. Typické vlastnosti kompozitov tvorených uhlíkovými vláknami sú uvedené v tabuľke 1. Konkrétne vlastnosti udáva výrobca.

Tab. 1 Typické vlastnosti CFRP Tab. 1 CFRP typical properties

"

42

V L Á K N A M I V Y S T U Ž E N É P O LY M É R Y V posledných desaťročiach sa rozšírilo zosilňovanie železobetónových konštrukcií lepením kompozitných materiálov na ich povrch. Na tento účel je vhodný materiál s vysokou ťahovou pevnosťou a schopnosťou spolupôsobiť s povrchom pôvodnej konštrukcie. Vďaka svojim vlastnostiam sa uplatňujú najmä vláknami vystužené polyméry („Fibre Reinforced Polymers“ = FRP), ktoré majú viaceré výhody oproti klasickej oceľovej výstuži. Typický FRP kompozit pozostáva

cVZY]d{ 6A dZtY\O

$

1

zenia. Preto treba zvážiť, či je zosilnenie tým najefektívnejším riešením. Ak áno, je potrebné rozhodnúť o požadovanej úrovni zosilnenia a o najvhodnejšom spôsobe. Pri potrebe zvýšenia únosnosti stĺpov sa používajú najčastejšie tieto spôsoby zosilňovania: • pridanie pozdĺžnej a priečnej výstuže a betónu, • pridanie tuhej výstuže, • pridanie kompozitného materiálu, a to vo forme ovinutia tkaninou, lepenia lamiel na povrch konštrukčného prvku alebo uloženia do drážky. Prvé dva spôsoby zosilňovania sa označujú ako klasické, tretí spôsob je inovácia klasických metód s použitím „moderných“ materiálov. Ide o menej prácny a menej časovo náročný „suchý“ postup oproti použitiu cementových kompozitov a navyše dochádza iba k nepatrnému zväčšeniu geometrie priečneho rezu [2].

#

Obr. 1 Fig. 1 Obr. 2 Fig. 2 Obr. 3 Fig. 3 Obr. 4 Fig. 4

Ťahová pevnosť [MPa] 2500 až 3800

Predĺženie pri porušení [%] 1,3 až 1,6

Porovnanie vlastností vlákien a ocele Fibres and steel properties comparison Diagram σ -ε oceľovej betonárskej výstuže a FRP Diagram σ -ε of steel reinforcement and FRP Uloženie FRP lamely v drážke Placing of FRP strip in a groove (NSMR) Úprava ID prierezu na ID stĺpa Cross-section interaction curve to column interaction curve modification


2/2009

VĚDA SCIENCE

POUŽITIE FRP

KOMPOZITOV

NA ZOSI LŇOVAN I E STĹP OV

FRP sa dodáva vo forme tkanín alebo lamiel. Výber vhodnej formy závisí od spôsobu a potrieb systému zosilnenia. Zvýšenie tlakovej pevnosti betónu v priereze je možné dosiahnuť v stave trojosového napätia obmedzením priečnej deformácie prierezu, ktorá môže byť vyvolaná ovinutím tkaninou. Tkanina sa pri aplikácii na betónový povrch laminuje do matrice, najčastejšie epoxidovej (kotviacej) alebo akrylátovej (ochrannej) živice. Laminácia môže byť urobená po častiach (ako jednotlivé strmene) alebo kontinuálne po výške (formou skrutkovice). Pri zaťažení stĺpa vyvoláva osová tlaková sila tlakové napätie kolmo na prierez, priečna výstuž, ktorá obmedzuje priečne pretvorenie prierezu, vyvoláva priečne tlakové napätie. Toto napätie vyvolané ovinutím je závislé od deformačných vlastností materiálu ovinutia, tj. diagramu σ-ε. Preto jednoduchá aplikácia modelov na výpočet účinkov ovinutia vyvinutých pre priečnu oceľovú výstuž môže pri FRP výstuži viesť k preceneniu pevnosti a nebezpečnému návrhu. Zásadným rozdielom je lineárne správanie sa FRP až do porušenia, kým v oceli sa po dosiahnutí medze klzu napätie nezväčšuje, a tým aj tlak vyvinutý ovinutím zostáva konštantný (obr. 2). Ďalším omylom môže byť predpoklad, že porušenie FRP v ovinutom priereze nastane, keď je dosiahnutá jeho ťahová pevnosť získaná ťahovou skúškou, keďže FRP je v priečnom reze stĺpa namáhané ťahom. Ťahová pevnosť FRP nemôže byť v ovinutom priereze dosiahnutá, pretože namerané hodnoty pretvorení FRP pri porušení sú oveľa nižšie ako hod-

AND

A VÝZKUM RESEARCH

O D O L N O S Ť Š T Í H LY C H S T Ĺ P O V Stĺp ako nosný prvok namáhaný kombináciou osovej tlakovej sily a ohybového momentu musí byť navrhnutý tak, aby preniesol zaťaženie bez zlyhania spôsobeného vyčerpaním únosnosti – pevnosti materiálov a v prípade štíhlych stĺpov aj stratou stability. V stĺpoch dochádza v dôsledku štíhlosti k redukcii odolnosti vzhľadom na nárast momentu vplyvom deformácie prvku. Tieto účinky zohľadňuje teória II. rádu, pri ktorej sa započítava vplyv deformácií prvku na rozdelenie vnútorných síl, neplatí princíp superpozície a uplatňujú sa princípy nelineárnej mechaniky. Odolnosť najviac namáhaného prierezu pri pevnostnom porušení možno určiť na základe metódy medzných pomerných pretvorení grafickým zobrazením podmienok spoľahlivosti – pomocou interakčného diagramu prierezu (ID prierezu). U štíhlych stĺpov je potrebné zohľadniť aj vzpernú odolnosť v interakčnom diagrame prierezu a upraviť ho na interakčný diagram stĺpa (ID stĺpa). Numerické vyjadrenie bodov ID prierezu sa robí vyčíslením vzťahov pre NR a MR z podmienok rovnováhy síl a momen-

noty získané z ťahovej skúšky materiálu. Pomer medzi pretvorením pri pretrhnutí FRP v ovinutom priereze a medzným pretvorením získaným z ťahovej skúšky sa mení v závislosti od druhu FRP. Porušenie nastáva pri 50 až 80% hodnotách medzného pretvorenia zo skúšok ťahovej pevnosti. Príčinami tejto redukcie sú trojosový stav napätí v priereze ovinutom FRP, kvalita vyhotovenia - ak nie je povrch dôkladne upravený, časť pretvorení sa využije na natiahnutie vlákien, tvar zaoblenia hrán ovinutého prierezu a vplyv rozmerov pri aplikácii viacerých vrstiev [4]. Z predchádzajúceho je zrejmé, že na úroveň ovinutia má významný vplyv geometria stĺpa. Celý prierez je plne účinne ovinutý len pri kruhovom stĺpe. Vzhľadom na malú deformačnú kapacitu FRP materiálov pri hranatých prierezoch príde k porušeniu zvyčajne predčasným pretrhnutím vlákien na hrane. Účinok ovinutia stĺpov štvorcového alebo obdĺžnikového prierezu je možné zvýšiť zaoblením hrán prierezu. Pri potrebe zvýšenia odolnosti v ťahovej oblasti namáhania sa ako alternatíva pridávania výstuže využíva lepenie lamiel na povrch zosilňovaného prvku alebo do vopred vyfrézovaných drážok v betónovej krycej vrstve (obr. 3) (near surface mounted reinforcement = NSMR). Vloženie lamely do drážky prináša, pri porovnaní s lepením lamiel na povrch, viaceré výhody: • zlepšené kotvenie (možnosť skrátenia kotevnej dĺžky) a zmenšené požiadavky na kvalitu podkladového betónu; • lepšiu ochranu lamely proti mechanickému poškodeniu, účinkom požiaru a vandalizmu; • zabránenie efektu delaminácie od betónového podkladu.

<

< S

<@

; @

; 77 < S

72^`WS`Shc

72ab¦Ô

;

4

R`tÐYO

PSb\ !#[[ 2 BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

#[[

dÝabcÐ\t ZO[SZO

S^]fWR]d{ ZS^WRZ]

3 2/2009

43

VĚDA


tov k ťažiskovej osi betónového prierezu. Postupne sa volia také polohy priebehu pomerných pretvorení, aby v najviac namáhaných vláknach prierezu bola dosiahnutá aspoň jedna z medzných hodnôt. Na základe zvolených hodnôt pomerných pretvorení sa určia napätia z diagramov σ-ε materiálov. Podľa kubatúry napätí je možné vyčísliť vzťahy pre NR a MR a graficky zobraziť ich závislosť na ID prierezu. ID je potrebné upraviť tak, aby bolo

5

6

7

8

9

44

možné zistiť únosnosť stĺpa bez pôsobenia prídavného zaťaženia účinkami druhého rádu. Priemerná ohybová tuhosť (EI)r, vypočítaná na základe materiálových charakteristík ideálneho prierezu, so zohľadnením vplyvu trhlín, slúži na výpočet krivosti kritického prierezu. Tá sa výraznou mierou podieľa na priečnej deformácii II. rádu a je možné pomocou nej určiť veľkosť momentu II. rádu. ID stĺpa je potom definovaný dvojicou veličín NR - MR,0, kde NR je pôsobiaca tlako-

vá osová sila a MR,0 je hodnota momentu prvého rádu vypočítaná ako rozdiel celkového pôsobiaceho momentu a momentu druhého rádu (obr. 4). ZVÝŠENIE

O D O L N O S T I Š T Í H LY C H

STĹP OV ZOSI LŇOVAN Í M

Pre experimentálne overenie možnosti zvýšenia vzpernej odolnosti stĺpov boli zvolené tri spôsoby zosilnenia štíhlych železobetónových stĺpov (stĺpy dĺžky 4 m s obdĺžnikovým prierezom 210 x 150 mm

Obr. 5 Interakčný diagram nezosilneného železobetónového stĺpa Fig. 5 Non-strengthened reinforced concrete column interaction curve Obr. 6 Interakčný diagram stĺpa zosilneného CFRP lamelami v drážkach Fig. 6 Column strengthened with CFRP strips in grooves interaction curve Obr. 7 Interakčný diagram stĺpa zosilneného ovinutím CFRP tkaninou Fig. 7 Column strengthened with CFRP fabric wrapping interaction curve Obr. 8 Interakčný diagram stĺpa zosilneného kombináciou ovinutia a lamiel v drážkach Fig. 8 Column strengthened with combination of wrapping and strips in grooves interaction curve Obr. 9 Porovnanie interakčných diagramov stĺpov: nezosilnený, zosilnený lamelami v drážkach, zosilnený ovinutím tkaninou, zosilnený kombináciou Fig. 9 Columns interaction curves comparison: non-strengthened, strengthened with strips in grooves, strengthened with fabric wrapping, strengthened with combination BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2/2009

VĚDA SCIENCE

so zaoblenými hranami r = 20 mm). Celkom budú skúšané štyri skupiny vzoriek. Prvá, referenčná, skupina je tvorená stĺpmi bez zosilnenia. Príslušné ID sú znázornené na obr. 5. Pre druhú skupinu – stĺpy zosilnené CFRP lamelami v drážkach – bolo generovanie ID podobné ako pre nezosilnený železobetónový prierez s tým, že lamely boli uvažované ako prídavná ťahaná výstuž pri povrchu prierezu a veľkosti ich pomerných pretvorení sa určujú na základe zvolených Literatúra: [1] Halászová K., Bilčík J.: Zvýšenie vzpernej odolnosti štíhlych stĺpov, Bratislava: Zborník z konferencie Betonárske dni, 2008. 424 s., ISBN 978-80-227-2969-7 [2] Bilčík J.: Moderné metódy zosilňovania stĺpov. Brno: Zborník z konferencie Sanace, 2003, 378 s., ISSN 1211-3700 [3] Bareš R. A.: Kompozitní materiály, Praha: SNTL, N. P., 1988, 328 s., ISBN 04-734-88 [4] Setunge S.: Review of Strengthening Techniques Using Externally Bonded Fiber Reinforced Polymer Composites. Brisbane: CRC Construction Innovation, 2002, 59 s. [5] Teng J. G., Lam L.: Behavior and Modeling of Fiber Reinforced Polymer-Confined Concrete, Journal of Structural Engineering© ASCE, November 2004 [6] Matthys S., Toutanji J., Taerwe L.: Stress–Strain Behavior of LargeScale Circular Columns Confined with FRP Composites, Journal of Structural Engineering© ASCE, January 2006 [7] EN 1992-1-1: Navrhovanie betónových konštrukcií, CEN 2004

Obr. 10 Príprava experimentálneho programu, a) ovinutie stĺpa CFRP tkaninou vo forme strmeňov, b) zaoblenie hrán prierezu, c) lamely nalepené v drážkach Fig. 10 Experimental program preparation, a) wrapping of a column with CFRP fabric in stirrups form, b) crosssection edges chamfer, c) strips glued in grooves

pretvorení betónu, v závislosti od vzdialenosti od neutrálnej osi. Na základe hodnôt pomerných pretvorení sa určí napätie z diagramu σ-ε lamiel (obr. 6). Tretiu skupinu vzoriek tvoria stĺpy zosilnené ovinutím prierezu CFRP tkaninou, čo má za následok zvýšenie pevnosti a ťažnosti betónu. Pri generovaní ID bol preto použitý diagram σ-ε ovinutého betónu závislý od pôvodnej pevnosti betónu a od tlaku vyvinutého ovinutím, zjednodušene sa počíta so zaťažením tlakom len na betónové jadro, nie na materiál ovinutia (obr. 7). Zvýšená pevnosť bola stanovená podľa vzťahov uvedených v EN 1992 [7]. Poslednú, štvrtú skupinu tvoria stĺpy zosilnené kombináciou ovinutia a lamiel v drážkach. ID sú na obr. 8. Z uvedených interakčných diagramov (obr. 9) vyplýva, že pri porovnaní s odolnosťou nezosilneného stĺpa, pri zvolenej porovnávacej excentricite 40 mm, je odolnosť stĺpa (bez pôsobenia prídavného zaťaženia účinkami druhého rádu) zosilneného lamelami v drážkach vyššia o 4 %, zosilneného ovinutím tkaninou vyššia o 17 % a zosilneného kombináciou ovinutia a lamiel v drážkach vyššia o 24 %. Na overenie uvedených teoretických záverov a realizácie zosilnenia v praxi sa okrem experimentálneho overenia pripravuje aj numerická simulácia. Z ÁV E R Cieľom predloženého príspevku a pripravovaného experimentálneho programu je overenie účinnosti zosilňovania štíhlych stĺpov ovinutím CFRP tkaninou, vložením CFRP lamiel do drážok a ich kombináciou. Získané výsledky majú prispieť k určeniu vhodných spôsobov zosilňovania štíhlych stĺpov, resp. k výberu metódy s najväčším prírastkom vzpernej odolnosti a poskytnúť vstupné údaje pre aplikáciu v praxi. Z výsledkov teoretickej analýzy vyplýva 4% zvýšenie odolnosti pri zosilnení lamelami v drážkach, 17% ovinutím tkaninou a 24% kombináciou ovinutia a lamiel v drážkach. Vzhľadom na pomerne vysokú cenu je uplatnenie CFRP materiálov obmedzené na prvky, kde klasické spôsoby zosilňovania nevyhovujú. Aj v prípade použitia kompozitných materiálov platí požiadavka účinnej aktivácie pridaných materiálov, ak sa majú podieľať na prenášaní vnútorných síl v priereze. Text článku byl posouzen odborfným lektorem.


2/2009

AND

A VÝZKUM RESEARCH

10a

10b

10c Ing. Katarína Halászová tel.: +421 259 274 382 e-mail: [email protected] Prof. Ing. Juraj Bilčík, PhD. tel.: +421 259 274 546 e-mail: [email protected] oba: Katedra betónových konštrukcií a mostov Stavebná fakulta STU v Bratislave Radlinského 11, 81368 Bratislava Slovenská republika

45

VĚDA


PERFORMANCE-BASED NAVRHOVÁNÍ BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ A SPECIFIKACE BETONU PERFORMANCE-BASED DESIGN OF CONCRETE STRUCTURES AND CONCRETE SPECIFICATION B Ř E T I S L A V T E P LÝ Příspěvek informuje stručně o moderním trendu Performance-based v navrhování betonových konstrukcí a v souvislosti s tím pak popisuje obdobné trendy v zahraničí i u nás při specifikaci betonu ve vztahu k trvanlivosti, zejména s ohledem na ČSN EN 206-1. Paper presents brief information about an advanced trend – the PerformanceBased Design of concrete structures in the context of developments of specification of concrete abroad as well as in this country focusing on ČSN EN 206-1 relevance. Výraz „Performance-based” (v češtině se snad nejlépe vyjádří opisem „s ohledem na užitné vlastnosti“; zkráceně PB) se v posledních letech objevuje v odborné literatuře v souvislosti s řadou různých činností ve stavebnictví, postupně proniká také do norem a dalších dokumentů – podrobněji viz [1] a [2]. Cílem je podpora inovativních postupů a materiálů, optimalizujících ekonomická řešení cílových vlastností stavebních materiálů, konstrukčních prvků, konstrukcí či objektů a umožnění efektivního rozhodování; to ve svém důsledku má vést ke zvýšení konkurenceschopnosti. V tomto příspěvku bude kromě navrhování konstrukcí pozornost zaměřena na problematiku specifikace betonu právě pomocí alternativního přístupu ve vztahu k vlastnostem betonu (tj. „performance-related“), v souladu s ČSN EN 206-1 [3] a s ohledem na trvanlivost konstrukcí. Je uveden také přehled a komentář k některým zahraničním pracím a dokumentům, vážícím se k této tématice. N AV R H O VÁ N Í

BETONOVÝCH

KONSTRUKCÍ S OHLEDEM NA UŽITNÉ VLASTNOSTI

Při navrhování betonových konstrukcí se v poslední době dostává do popředí problematika trvanlivosti, tj. navrhování či posuzování s ohledem na požadovanou životnost s dodržením příslušné úrovně 46

spolehlivosti – tzv. performance-based navrhování (PBD) – viz např. [2]. Jde tedy o navrhování s ohledem na užitné vlastnosti; k těmto patří, kromě základních funkčních vlastností, např. spolehlivost, trvanlivost, ale také ekonomická a ekologická šetrnost. Je zřejmé, že některé z těchto vlastností jsou ve svém důsledku protikladné a při návrhu konstrukce k nim nemůže projektant přistupovat odděleně, nýbrž musí postupovat tak, aby celý soubor vlastností optimalizoval s přihlédnutím k požadavkům legislativním, požadavkům zákazníka a s přihlédnutím ke specifikům případu. Jde o nelehký úkol, kdy při optimalizaci se musí zohlednit i potřeby či představy tzv. cílového klienta (uživatele, majitele); svoji roli přitom musí nezbytně sehrát investor, projektant i prováděcí firma, vždy s jasně vymezenou zodpovědností. Je nutno připomenout, že v současné době běžně používané předpisy pro navrhování konstrukcí (Eurokódy, ISO) vesměs „předepisují“ (prescriptivebased) postupy a příslušné veličiny navrhování, které mají vést k jistým typickým, nominálním či obvykle očekávaným vlastnostem. Postup podle těchto dokumentů proto neumožňuje přímo navrhnout konstrukci zajišťující specifické vlastnosti, např. konkrétně požadovanou životnost či spolehlivost a další vlastnosti konstrukce; nejedná se zde tedy o PBD postupy. Existují však, resp. vznikají nové dokumenty, již zaměřené na navrhování na požadovanou životnost: nová ISO norma [4] a fib dokument [5]; zásady PBD částečně uplatňují též japonský dokument [6], čínský [7] a již v roce 2001 publikované společné asijské doporučení [8]. Je nutno také zdůraznit, že PBD postupy obvykle vyžadují použití pravděpodobnostních metod, což doposud v praxi není běžné a potenciální uživatele to může z počátku odradit. Teoretické podklady jsou ale uvedeny již v příloze C normy ČSN EN 1990 a k dispozici jsou i softwarové prostředky, které takový způsob navrhování podporují [2]. Navrhování betonových konstrukcí

je ovšem úzce spojeno se specifikací betonu, tj. u nás s příslušnými ustanoveními normy ČSN EN 206-1 [3]. V případech navrhování na životnost se však přitom setkáváme s jistými obtížemi, které mohou vést k nesprávným či neekonomickým návrhům; této problematice, hojně zkoumané a projednávané v současnosti v řadě států a odborných institucích, je dále v tomto textu věnována pozornost. SPEC I FI K AC E B ETON U Dle definice uvedené v ČSN EN 206-1 [3] se specifikací rozumí konečná sestava dokumentovaných technických požadavků předávaných výrobci ve formě požadovaných vlastností, tj. přímých charakteristik (performance-based – dále jen PB; je to např. rychlost karbonatace – vztaženo k expozičním třídám XC) nebo předepsáním nepřímých charakteristik udávajících složení betonu (preskriptivní forma – např. hodnota vodního součinitele). V úvodu normy je ale také uvedeno, že: „ … byl podrobně zvažován vztah vlastností betonu ke specifikaci trvanlivosti. … byla provedena revize zkušebních metod a metod návrhu složení betonu z hlediska vlastností betonu. CEN/TC 104 došla k závěru, že tyto metody nejsou dosud dostatečně vyvinuty tak, aby mohly být součástí této normy. Přesto komise uznala, že některé státy mají vyvinuto důvěryhodné zkoušení i kritéria. Proto norma umožňuje pokračování a rozvíjení této praxe (tj. PB), platné v místě použití betonu, jako alternativní k normativnímu přístupu (tj. preskriptivnímu). CEN/TC 104 bude dále pokračovat v činnosti na stanovení metod návrhu složení betonu z hlediska trvanlivosti betonu v evropském měřítku“. Dále je uvedeno: „V praxi může být několik různých účastníků procesu, specifikujících požadavky v různých etapách návrhu a provádění, např. zákazník, projektant, dodavatel i subdodavatel betonu.“ Zde je nutno podtrhnout právě roli zákazníka a jeho spolupráci s projektantem při specifikaci cílových vlastností – to je doposud


2/2009


v praxi málo aplikováno, i když se často může jednat o zásadní rozhodnutí, které ovlivní mj. ekonomické výsledky. Norma [3] udává ve vztahu k trvanlivosti v příloze F, v tabulkách NA F.1, 2 a 3 normativní hodnoty mezí složení betonu (vodní součinitel, obsah cementu, obsah vzduchu a doporučení ohledně pevnosti betonu) dle expozičních tříd, tj. hlavně nepřímé charakteristiky. Odstavec 5.3.3 jen stručně pojednává o PB formě ve vztahu ke stupňům vlivu prostředí a odkazuje na informativní přílohu J „Návrh složení betonu z hlediska trvanlivosti“ (v originále: Performance-related design methods with respekt to durability), kde jsou uvedeny obecné pokyny pro takový návrh ve smyslu PB. Poznamenejme, že ve výčtu metod, které mohou být přitom použity, jsou zde také zahrnuty „metody založené na analytických modelech, které byly porovnány s údaji ze zkoušek, reprezentujících skutečné podmínky v praxi“. Kromě toho ale informativní příloha E „Návod na použití ekvivalentní koncepce posouzení vlastností betonu“ uvádí základní pokyny ke zkoušení betonů, mj. „Zkoušení má prokázat, že vlastnosti betonu obsahující příměsi jsou nejméně takové, jako má referenční beton“. Vytvoření a realizace zkušebního programu je ale nepochybně náročná záležitost a v praxi se obtížně aplikuje, zejména s ohledem na hodnocení alternativních řešení. K diskusi o normě [3] se ještě v tomto příspěvku vrátíme, nejprve však uveďme, že činnost výše zmíněné evropské technické komise CEN/TC 104 není ojedinělá. V následujícím jsou proto popsány některé další zahraniční aktivity, podobně zaměřené. V rámci iniciativy P2P (Prescriptive to Performace) byla v USA výzkumnou organizací RMC Research Foundation vypracována rozsáhlá zpráva [9a, b]. Ta ve své první části [9a] podrobně hodnotí současný stav jednak obecně, dále pak ve vztahu k americké betonářské normě ACI 318-5 „Building Code Requirements for Structural Concrete and Commentary“ a také popisuje a hodnotí další normy, předpisy a doporučení i příslušnou odbornou literaturu z celého světa (vč. evropské normy EN 206-1). Kromě zdůvodnění potřebností přechodu na PB specifikace se diskutují též podrobně metody zkoušek vlastností betonu i odpovědnost jednotlivých účast-

níků návrhu, výroby, ukládání i ošetřování betonu. Přitom se také konstatuje, že v té době (tj. v roce 2006) chyběla kompletní řada vyhovujících metod zkoušení všech vlastností trvanlivosti betonu, dostatečně spolehlivých a reprodukovatelných. Zdůraznila se též jedna z výhod PB specifikací – mohou být zaměřeny na vlastnosti betonu důležité pro danou situaci; proto jsou také uvažovány nejenom vlastnosti čerstvého a zatvrdlého betonu, ale též jeho vlastnosti v přechodové fázi, které mohou být kritické např. z ekonomického hlediska (rychlosti nárůstu pevností, čas do vzniku odolnosti proti mrazu, plastické smršťování ad.). Po téměř třech letech dalších debat a studií druhá část zprávy [9b] z roku 2008 prezentuje možné postupy PB specifikací tak, aby zůstaly v souladu se stávajícím zněním normy ACI 318. Uvádějí se expoziční kategorie a třídy s kvantifikací požadavků na beton a porovnávají se doposud doporučované preskriptivní hodnoty příslušných veličin s nově navrhovanými hodnotami veličin přijatými jako alternativní, tj. s PB specifikací – přímé charakteristiky. Někde se současně předepisují tzv. pre-kvalifikační zkoušky (laboratorní), resp. další ověření na stavbě. V následujícím textu z [9b] vybíráme či shrnujeme: • expoziční kategorie F – vystavení mrazovým cyklům (třídy F0, F1, F2 a F3): jako PB požadavek může být použita: - odolnost proti průniku chloridů (Rapid Chloride Permeability Test – ASTM C1202); - obsah vzduchu ověřený splněním přípustných hodnot buďto součinitele mrazuvzdornosti (podobné metody zkoušení u nás viz ČSN 73 1322), nebo součinitele prostorového rozložení pórů (podobně též ČSN EN 480-11), resp. mezní hodnotou hmotnosti odpadu (obdoba ČSN 73 1326); • expoziční kategorie S – působení síranů (třídy S0 až S3): jako PB požadavek může být použita: - odolnost proti průniku chloridů; - změna délky vzorku ponořeného do předepsaného síranového roztoku; • expoziční kategorie P – pro beton v kontaktu s vodou, vyžadující nízkou propustnost (třídy P0 a P1): jako PB požadavek je uvedena opět odolnost proti průniku chloridů; • expoziční kategorie C – podmínky


2/2009

A

TECHNOLOGIE AND RESEARCH

vyžadující ochranu před korozí výztuže. Pro třídu C0 (suchý beton, chráněný před vlhkostí) není stanovena žádná PB specifikace podobně jako pro C1 (beton vystavený vlhkosti ale nikoliv vnějšímu vlivu chloridů). Pro třídu C2 (beton vystavený vlhkosti a vnějšímu vlivu chloridů) je jako PB specifikace uvedena odolnost proti průniku chloridů. Je zřejmé, že zde ne všechny expoziční třídy mají „partnera“ v normě EN 206-1 – např. koroze vlivem karbonatace není uvažována zvlášť a zřejmě se oprávněně předpokládá, že při vhodné tloušťce krytí výztuže beton odolný proti průniku chloridů zabrání také depasivaci vlivem působení CO2. Souhrnně ještě uvádíme všechny veličiny specifikace (přímé i nepřímé charakteristiky) popsané v [9a, b]; ty z nich, které jsou typu PB, jsou vyznačeny kurzívou. Jedná se o tyto vlastnosti: • pevnost betonu • obsah vzduchu v čerstvém betonu • odolnost betonu k průniku chloridových iontů • vodní součinitel – zde voda/(cement + příměsi) • požadavky na odolnost proti síranům • požadavky na zabránění koroze výztuže • dále se uvádí specifikační doporučení pro zpracovatelnost čerstvého betonu a teplotu betonu při dodání • další doporučení (volitelná – v souvislosti s charakterem konstrukce) se týkají objemové hmotnosti čerstvého betonu, smršťování při vysychání, modulu pružnosti, dotvarování, alkalicko-křemičité reakce a odolnosti proti obrusu. Také aktivita RILEM (www.rilem.net) dokládá aktuálnost a potřebu zavést PB specifikaci. V roce 2008 vznikla mezinárodní technická komise TC PSC „Performance-based specifications and control of concrete durability“, která plánuje završení své činnost v roce 2011 sympoziem, na kterém představí dosažené výsledky. Očekává se poskytnutí komplexních informací o tzv. indikátorech trvanlivosti (Durability Indicators – DI, kde se vesměs bude jednat o přímé charakteristiky trvanlivosti) a o doporučeních ohledně harmonizace a normalizace vybraných metod a přístupů. Komise bude zřejmě jistým způsobem navazovat na nedávné práce Baroghel-Bouny, např. [10]. Pojednává se tam o DI pro navrhování či posu47

VĚDA


zování s ohledem na životnost omezenou iniciačním časem (časem do vzniku takové degradace betonu, která by mohla mít za následek korozi výztuže – např. depasivace výztuže v důsledku karbonatace betonu). Autorka sestavila soubor DI a doporučila jejich hodnoty stanovené pomocí vybraných laboratorních metod a ověřených vždy analytickými modely degradace betonu (matematickou simulací těchto procesů, také s využitím modelů uvedených v [5]). Trvanlivost je pak hodnocena v systému tříd, od „velmi nízké“ až po „velmi vysokou“. Složení betonu je vybráno dle korelace mezi DI a požadovanou životností, odstupňovanou systémem úrovní životnosti: < 30, 30 až 50, 50 až 100 roků v daném prostředí a za předpokladů alespoň minimálního krytí výztuže v souladu s doporučeními normy CEN EN 1992. Přijmou-li se doporučené hodnoty DI, je potom takový postup návrhu snadný; neposkytuje ale ověření spolehlivosti pro příslušné mezní stavy a je limitován jen tzv. iniciačním stadiem. Není tedy komplexní a dostatečně otevřený pro rozhodování projektanta i zákazníka. V Portugalsku bylo vypracováno rozšíření EN 206-1 o PB specifikace v národním dokumentu LNEC E 465 pro odolnost vůči karbonataci i prostupu chloridů s vazbou na pevnostní třídu, expoziční třídu, pro návrhové životnosti 50 a 100 let, viz [11]. V jistém rozsahu platnosti bylo přitom využito také pravděpodobnostních analytických modelů. SPEC I FI K AC E

VLASTNOSTÍ

ČSN EN 20 6-1 Připomeňme, že již v krátkém období po zavedení normy [3] bylo u nás publikováno (kolem roku 2003) několik diskusních článků, které byly věnovány související legislativní problematice a přípravě i hodnocení národních příloh/změn nejenom u nás, ale také v některých dalších zemích. Pozornost byla věnována převážně nepřímým charakteristikám. Za všechny takové příspěvky jmenujme alespoň zasvěcenou práci [12], která mj. doporučovala normativně předepsat nejnižší přípustné pevnostní třídy betonu a nepřímé charakteristiky. Práce upozorňovala také na souvislost požadavků na beton a požadavků na tloušťku krycí vrstvy (což je vlastně při použití nepřímých charakteristik trvanlivosti nezbytný požadavek a propojení specifikačních TRVAN LIVOSTI A

48

úkonů s postupy navrhování konstrukcí). Tato diskuse a další aktivity pak vyústily ve změnu Z3, blíže viz [13]. O vztahu normy [3] k alternativním metodám specifikace, tj. postupům PB bylo hovořeno již v předchozím odstavci. V následujícím textu je uvedeno ještě několik poznámek o tom, že v normě doporučovaný základní (tj. preskriptivní) postup neumožňuje efektivně navrhovat či specifikovat beton z hlediska trvanlivosti, a že by bylo vhodné věnovat více pozornosti přímo specifikaci finálních vlastností betonu. CEMENTY S PŘÍMĚSMI, RESP. SMĚSNÉ CEMENTY V článku 5.1.6 se píše: „Pro použití takových materiálů jako příměsi druhu II musí být vhodnost navíc prokázána průkazní zkouškou dle přílohy A“ – tato je ale upravena jen pro průkaz pevnosti, postup průkazů vlastností pro trvanlivost (karbonatace, odolnost proti průniku chloridových iontů, mrazuvzdornost) a příp. pro smršťování či dotvarování chybí. V čl. 5.2.5.2 se zavádí koncepce k-hodnoty, která umožňuje vzít v úvahu příměsi druhu II při náhradě klasického vodního součinitele voda/cement tzv. ekvivalentním vodním součinitelem voda/ (cement + k x příměs). V 5.2.5.2.1 je uvedeno: „Skutečná hodnota k závisí na konkrétní příměsi“. Uvádí se ale pouze k-hodnoty pro popílek a křemičitý úlet. Ani tyto hodnoty však nejsou pro vlastnosti popisující trvanlivost použitelné, protože byly odvozeny pro pevnosti betonu, což je ostatně zmíněno i v poznámce 4 u čl. 5.3.2 (a bylo uvedeno i v [12]). Problematika k-hodnoty v souvislosti s otázkami trvanlivosti byla diskutována podrobněji v [14] a [15]. V souvislosti se specifikacemi typu PB, při kterých se obvykle uplatňují také statistické metody, stojí za pozornost i čl. 5.2.5.3, kde se mj. připomíná nutnost brát v úvahu variabilitu cementu a příměsí (i když není explicitně uvedeno, zda se má jednat o nepřesnosti dávkování či rozptyl vlastností materiálu; správné by jistě bylo zohlednit obě tyto okolnosti). To lze efektivně provést právě pravděpodobnostními metodami, jejichž používání ale zatím není běžné. HLEDISKO

P O Ž A D O VA N É / N ÁV R H O V É

Ž I V OT N O S T I

V článku 5.3.1 je uvedeno, že „Poža-

davky na odolnost betonu vůči působení prostředí … musí vzít do úvahy předpokládanou provozní životnost betonové konstrukce.“ Tabulky NA F.1 a 2 uvádějí mezní normativní hodnoty za předpokladu životnosti 50, resp. 100 let. Návody pro jiné případy však norma [3] neuvádí, jen v 5.3.2, poznámka č. 3 říká, že „Pro kratší nebo delší provozní životnost mohou být nutné, méně nebo více přísné hodnoty. V takových případech … se mají provést konkrétní úvahy“. Bližší vysvětlení však chybí. Připomeňme, že základní norma pro navrhování konstrukcí ČSN EN 1990 (2002) v odst. 2.3 udává pět kategorií návrhové životnosti od 10 do 100 let. Velmi obecný a obtížně aplikovatelný je také text v příloze J3, bod b), který praví, že PB přístup může být vhodný, mj. pokud „… provozní životnost je značně odlišná od 50 let, … na konstrukci je kladen zvláštní požadavek na nižší pravděpodobnost poruchy …“. Hodnota pravděpodobnosti poruchy je ovšem vázána na určitý mezní stav posuzované konstrukce, příp. též na konstrukční uspořádání i způsob používání konstrukce, jak se ostatně jinými slovy uvádí i v bodu d) zmiňované přílohy. To ale již zasahuje mimo rámec této normy a jde vlastně o vazbu na PBD navrhování konstrukcí (viz první odstavec tohoto příspěvku), což opět implikuje nutnost použít pravděpodobnostní výpočty. Z ÁV Ě R E Č N É

POZNÁMKY; VYUŽITÍ

M O D E LO VÁ N Í D E G R A D AC E

Z výše uvedeného vyplývá, že různé strany zúčastněné na návrhu a provedení betonové konstrukce (příp. na sanaci stávající konstrukce) jsou v současné době ve vztahu k otázkám trvanlivosti postaveny do nelehké situace, když norma [3] vlastně není v tomto smyslu zcela kompletní. V období do dalšího doplnění komisí CEN/TC 104 (a následnou akceptaci, resp. úpravu národních poznámek, či navazující vydání zvláštního národního předpisu) lze zatím využít následující možnosti: • získat jisté hodnoty pro PB specifikaci ze zahraničních prací výše popsaných (P2P, RILEM, LNEC), které ovšem mohou mít jenom informativní charakter; • s odvoláním na přílohu J [3] je možno pracovat s prostředky matematického modelování degradačních procesů (karbonatace, průnik chloridových iontů,


2/2009

VĚDA SCIENCE

vznik trhlin betonu v důsledku koroze výztuže, úbytek efektivní plochy výztuže), a tak ověřovat, že navržené složení betonu pro danou návrhovou situaci vyhovuje, tj. uvažovat přitom expozici i účel konstrukce. Přitom je potřebné, aby výsledky získané použitým analytickým modelem byly porovnány s údaji ze zkoušek reprezentujících skutečné podmínky v praxi. Lze využít pravděpodobnostní softwarové prostředky popsané ve [2] s tím, že mohou: - poměrně rychle hodnotit řadu alternativ před uspořádáním průkazních zkoušek; - hodnotit či posuzovat úrovně životnosti i s ohledem na rozptyl hodnot fyzikálních vlastností materiálů, působení vlivů prostředí, úrovně technologické kázně při výrobě a funkce i umístění v konstrukci. Jsou to tedy současně nástroje pro specifikaci betonu přímými charakteristikami trvanlivosti, i nástroje pro navrhování konstrukcí; - hodnotit či posuzovat úrovně spolehlivosti dodržení požadavků na trvanlivost materiálů i konstrukcí v pravděpodobnostním pojetí; • v rámci prací výzkumného centra CIDEAS (www.cideas.cz) byl započat v oddílu 1.1.3.2 výzkum týkající se vlastností betonu z cementů s příměsmi, kde pozornost bude věnována mj. také k-hodnotě; některé informace viz příslušné technické listy z let 2005 až 2008 a příspěvek [16]. Vodní součinitel sice ve vztahu k PB specifikacím ztrácí význam (není přímou charakteristikou), ale protože se uplatní v některých výpočetních modelech degradace betonu, je zkoumání k-hodnoty potřebné a využitelné také pro PB specifikace, tj. pro studium přímých charakteristik. Kromě charakteristik vyjmenovaných v 6.2 normy by bylo vhodné uvážit při specifikaci i další vlastnosti betonu, např. dotvarování, smršťování, lomové charakteristiky a odolnost vnitřní struktury betonu proti působení mrazových cyklů, tj. degradaci mechanických vlastností betonu (pevnosti, moduly, soudržnost s výztuží), ke které může docházet při jeho vystavení vysoké vlhkosti, tedy nejenom odolnost proti CHRL. V tomto příspěvku bylo několikráte poukázáno na úzkou souvislost mezi specifikací materiálu a návrhem konstrukce. To je podtrženo také tím, že obě tyto fáze musí vycházet z rozhodnutí zákazníka

AND

A VÝZKUM RESEARCH

Literatura: [1] Teplý B.: Seznámení s PerformanceBased, Materiály pro stavbu 8/2007, 16–18 [2] Teplý B.: Performance-Based navrhování konstrukcí. Sborník IX. celostátní konference Spolehlivost konstrukcí (edit. P. Konečný a P. Marek), Praha, 2008, s. 101–104 [3] ČSN 206-1 Beton – Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda (2001), ČNI (vč. Změny Z3) [4] ISO 13823 General Principles on the Design of Structures for Durability (2008) [5] fib Model Code 2010 (ve stadiu dokončování); část Service Life Design (vyšlo v r. 2006 jako fib Bulletin No 34) [6] Sakai K.: The JSCE durability design of concrete structures and a proposal for Vietnam construction industry, JSCE Newsletter No. 5, 2006, Concrete Committee (19 stran) [7] Li K., Chen Z., Lian H.: Concepts and requirements of durability design for concrete structures: an extensive review of CCES01. Materials and Structures (2008) 41:717-731 [8] Asian Concrete Model Code, ACMC, 2001 [9] Bickley J., Hooton R. D., Hover K. C.: Preparation of a Performancebased Specification for Cast-in-Place Concrete: a) Phase I (2006); b) Phase II (2008), P2P Initiative, RMC Research & Education Foundation, Silver Spring, USA [10] Baroghel-Bouny V.: Durability indica-

tors: Relevant tools for PerformanceBased evaluationand multi-level prediction of RC durability. Proc. of International RILEM Workshop on Performance Based Evaluation and Indicators for Concrete Durability, 2006, Madrid, Spain, pp. 3–30 [11] Goncalves A. F., Ribiero A. B., Ferreira M. J. E.: The new LNEC specifications on reinforced concrete durability. Proc. of International RILEM Workshop on Integral Service Life Modeling of Concrete Structures, 2007, Guimaraes, Portugal, pp. 131–9 [12] Štěrba A.: Národní doplňky k EN 206-1 v členských zemích CEN. Beton TKS 1/2004, s. 48–52 [13] Šrůma V., Veselý V.: Změna 3 ČSN EN 206-1. Seminář Nové betonářské normy 2008, ČBS Praha, s. 5–13 [14] Teplý B., Chromá M., Rovnaník P.: Karbonatace, cementy CEM II a doporučení ČSN EN 206-1. Sborník Betonářské Dny 2005, ČBS, s. 78–83 [15] Teplý B., Chromá M., Rovnaník P., Rovnaníková P.: Karbonatace betonu, druhy cementů a doporučení ČSN EN 206-1. Beton TKS 1/2006, s. 39–41 [16] Rovnaníková P., Teplý B.: Obsah hydroxidu vápenatého v betonech se silikátovými příměsmi – důležitý faktor při posuzování životnosti betonových konstrukcí. Beton TKS 2/2009 [17] The Eurocodes and the Construction Industry, Dokument CEN/TC 250, N 792, 2008

(učiněným jistě v součinnosti s projektantem) o požadované životnosti a spolehlivosti. Takový postup doposud není běžně využíván, i když může mít významné dopady ekonomické; v tomto smyslu jsou již napsány také novější dokumenty [4] a [5]. Obecně lze učinit závěr, že požadavky na beton jsou nyní mnohem náročnější než před relativně krátkou dobou, a že nároky na trvanlivost jsou obvykle hůře splnitelné, než nároky na pevnost. Tato okolnost také není doposud vhodně reflektována ve všech normách; svědčí o tom např. nedávno uveřejněné volání komise CEN TC 250 [17] po výrazném zlepšení evropských norem a jejich lepší kompatibilitě. V pěti prioritních tématech

výzkumu tam je zahrnuta také potřeba dalšího vývoje metod analýzy životnosti.


2/2009

Tento příspěvek byl vypracován v rámci činnosti centra CIDEAS – projekt 1M0579 (MŠMT ČR) a částečně v rámci prací na řešení projektu 103/08/1677 uděleného Grantovou agenturou České republiky. Text článku byl posouzen odborným lektorem.

Prof. Ing. Břetislav Teplý, CSc. FEng. Stavební fakulta VUT v Brně Žižkova 17, 602 00 Brno tel.: 541 147 642, fax: 541 147 667 e-mail: [email protected]

49

NORMY •

JAKOST • CERTIFIKACE S TA N D A R D S • Q U A L I T Y • C E RT I F I C AT I O N

BETONOVÉ

PODLAHY A SMRŠŤOVÁNÍ BETONU CONCRETE FLOORS AND SHRINKAGE OF CONCRETE PETR TŮMA, JIŘÍ DOHNÁLEK Cílem článku je poukázat na závažnost problematiky smršťování betonu. V platných normách je tato oblast řešena relativně stručně což, v souvislosti se změnami v technologii betonu v posledních letech, klade zvýšené nároky zejména na projektanty. Text se věnuje vlivu smršťování na betonové podlahy. V první části jsou rozděleny objemové změny do skupin podle příčin, které je vyvolávají, a popsány jsou hlavní faktory ovlivňující velikost smršťování betonu. V druhé části je popsán přístup platných norem k problematice smršťování betonu. Uvedeny jsou také příklady typických poruch betonových podlah a možnosti jejich opravy. The objective of the article is to point out the serious character of the problem concerning the shrinking of the concrete. In the valid standards, this area is resolved very briefly which, in relation to the changes in concrete technology in recent years, requires higher demands, particularly for designers. The text deals with the influence of shrinking on concrete floors. In the first section, the volume changes are divided into groups according to reasons which cause the shrinkage with a description of the main factors influencing the size of the concrete shrinkage. The second section describes the approach of the valid standards to the issue of concrete shrinkage. This part also contains examples of typical defects on concrete floors and their repair options. Objemové změny cementových materiálů jsou velmi složitým jevem, který je ovlivňován celou řadou faktorů. Obvykle se rozdělují podle příčiny, která je vyvolává. Na jedné straně jde o objemové změny způsobené vnějším zatížením prvku, tj. okamžitá deformace a dotvarování. Na druhé straně jsou objemové změny nezávislé na zatížení. Nejčastěji se jedná o teplotní dilataci, nabývání nebo smršťování v souvislosti se změnou vlhkostních poměrů a objemové změny související s chemickými reakcemi probíhajícími ve zrajícím materiálu (hydratační objemové změny). Právě problematika vlhkostních a hydratačních objemových 50

změn ve vztahu k betonovým podlahám je námětem tohoto článku. Samostatnou skupinu tvoří objemové změny spojené s degradací materiálu, jako např. síranová koroze, nabývání v důsledku alkalicko křemičité reakce či smršťování způsobené karbonatací apod. Teplotní dilatace je vratným procesem, který je způsobený změnou teploty. Příslušným materiálovým parametrem, který popisuje náchylnost materiálu na teplotní dilataci, je součinitel teplotní roztažnosti, obvykle označovaný αT, jehož jednotkou je K-1. Její příčinou je změna energie molekul látky při změně teploty, která způsobuje zvětšení nebo zmenšení pohyblivosti molekul a v důsledku toho i zmenšení nebo zvětšení celého objemu látky. Základním vztahem popisujícím teplotní roztažnost materiálů je:

Δl = αT l Δt , kde Δl je změna délky prvku, αT součinitel teplotní roztažnosti, l původní délka prvku a Δt změna teploty. Ve většině stavebních konstrukcí je teplotní roztažnost nepříznivým jevem, který způsobuje přídavné vnitřní namáhání. Čelí se mu prováděním dilatačních spár. V případě podlahových konstrukcí, které jsou ve většině případů umístěny v interiéru budovy, a tedy v relativně stabilním teplotním prostředí, teplotní dilatace obvykle nepředstavuje závažný problém. Obvykle postačí provedení dilatační spáry po obvodu místnosti a okolo prostupů podlahovou konstrukcí (např. vnitřní sloupy). Vnitřní dilatační spáry je třeba, kromě extrémně velkých podlahových ploch, provádět zejména u podlahových konstrukcí v exteriéru (např. balkóny a terasy) a u podlah s podlahovým vytápěním. Vlhkostní objemové změny, tj. nabývání při dotaci vlhkosti, resp. smršťování při vysychání, se rozdělují podle doby, kdy je beton vystaven změně vlhkosti. V případě vyzrálého betonu jsou vlhkostní objemové změny vratné a velmi malé. V naprosté většině případů (na rozdíl např. od dřeva) nepředstavují pro konstrukci žádné riziko. Zcela opačná však je situace v případě zrání betonu, protože v tomto případě se jedná o objemovou změnu nevratnou a současně relativně velkou. U obvyklých betonových směsí se smršťování pohy-

buje na úrovni cca 0,7 mm/m. V případě jemnozrnných, nebo nevhodně složených směsí však nejsou zcela výjimečné ani hodnoty okolo 2,5 mm/m. Hydratační objemové změny jsou vyvolány chemickou reakcí cementu s vodou, protože hydratační produkty v systému portlandský cement + voda mají objem významně menší, než je objem nezhydratovaného portlandského cementu a vody vstupující do reakce. Toto tzv. chemické smrštění dosahuje značných hodnot. Uvádí se, že pro úplnou hydrataci 1 kg portlandského cementu je třeba cca 250 g vody. Výsledný hydratační produkt je menší o cca 60 ml (tj. cca o krychli o hraně 40 mm) [1]. Naštěstí se celé chemické smrštění nepromítne do změny vnějších rozměrů prvku, ale převážná jeho část se realizuje vznikem nebo zvětšením vnitřních pórů. Změna vnějších rozměrů prvku, způsobená chemickým smrštěním, se nazývá autogenní smrštění. Přímý vztah mezi velikostí chemického smrštění a velikostí autogenního smrštění bohužel neexistuje a je závislý na konkrétním typu cementu a na složení betonové směsi (např. vodním součiniteli). Autogenní smrštění může být významné zejména u betonů s velmi nízkým vodním součinitelem, které vykazují relativně malé smrštění v důsledku ztráty vlhkosti. Např. pro vysokopevnostní beton s vodním součinitelem nižším než 0,3 se uvádí autogenní smrštění na úrovni cca 0,2 až 0,4 mm/m [2]. Z hlediska převážné většiny podlahových konstrukcí v průmyslových objektech, které jsou tvořeny železobetonovými deskami, a rovněž cementových potěrů v občanské a bytové výstavbě, představuje smršťování betonu (resp. cementového potěru) v době jeho zrání jedno z hlavních rizik vzniku závažných poruch. Typickými projevy jsou zejména vznik trhlin a tzv. zkroucení desek (curling), při kterém dojde k nadzdvižení rohů a hran smršťovacích polí. FAKTORY

OVLIVŇ U J ÍC Í SM RŠŤOVÁN Í

BETONU

Při praktickém provádění betonových konstrukcí, a tedy i betonových vrstev podlah, obvykle nemá význam oddělo-


2/2009

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE S TA N D A R D S • Q U A L I T Y • C E RT I F I C AT I O N vat smršťování betonu způsobené vysycháním a smršťování betonu způsobené hydratací cementu. Tyto procesy probíhají souběžně a jejich efekty se sčítají. Faktorů, které ovlivňují smrštění zrajícího betonu je celá řada a můžeme je shrnout do následujících pěti skupin: • složení betonu, • vlastnosti okolního prostředí, • vyztužení betonu, • konstrukční uspořádání, • ošetřování čerstvého betonu. Vliv na smršťování betonu mají prakticky všechny jeho složky. Pravděpodobně nejvýraznější je vliv dávky vody, kdy betony s vyšším vodním součinitelem se smršťují více než betony s vodním součinitelem nižším. Ani další faktory však nelze zanedbat a jejich vliv může být srovnatelný s vlivem vodního součinitele. Smršťování betonu ovlivňuje množství použitého cementu, kdy s rostoucím množstvím cementu se obvykle smrštění betonu zvětšuje. Důležité jsou rovněž vlastnosti použitého cementu, a to zejména jeho hydratační smrštění a potřeba vody pro dosažení tzv. normální hustoty. Obdobnou tendenci jako cement vykazuje většina jemných příměsí používaných do betonu, tj. při jejich rostoucím množství roste náchylnost betonu ke smrštění. Naopak pozitivní efekt, tj. zmenšování smrštění betonu, lze zaznamenat při zvětšení podílu hrubého kameniva. V dnešní době, kdy i z betonu se v určitém smyslu stává „chemický koktejl“, nelze přehlédnout ani vliv přísad. Smršťování betonu mohou ovlivňovat jednak přísady, které jsou k tomuto účelu určeny, vyloučit však nelze ani vedlejší (příznivý či nepříznivý) efekt jiných přísad. Vyztužení betonu je tradičním opatřením, jak bránit nepříznivým účinkům smršťování betonu. Ve smršťujícím se betonu si výztužné pruty zachovávají prakticky konstantní délku, díky čemuž je do nich vnášeno tlakové napětí a do betonu v okolí výztužných prutů napětí tahové. V závislosti na stupni vyztužení pak dochází ke vzniku většího počtu relativně tenkých trhlinek, v ideálním případě jsou trhlinky tak tenké, že je nelze okem zaznamenat. Důležitým faktorem pro velikost smrštění betonu jsou rovněž vlastnosti okolního prostředí, protože na nich závisí rychlost ztráty vlhkosti z betonu (rychlost odpařování). Důležitý je zejména typ uložení konstrukce (ve vodě nebo na vzduchu) a případně relativní vlhkost vzduchu.

Opomenout nelze rovněž rychlost proudění vzduchu okolo betonového prvku, kdy větrné počasí je z hlediska prevence vzniku smršťovacích trhlin velmi nepříznivé, a vliv oslunění konstrukce, které rovněž urychluje odpařování vody z betonu. S vlastnostmi prostředí úzce souvisí otázka ošetřování betonu, jehož cílem je právě omezení odpařování nebo jiné ztráty vlhkosti. Pro doplnění výčtu faktorů ovlivňujících velikost smršťování, je třeba ještě jmenovat konstrukční uspořádání betonového prvku. Jedná se zejména o velikost betonového prvku, protože masivní prvky jsou méně náchylné na ztrátu vlhkosti, a tedy i na s tím spojené smršťování. V případě podlahových konstrukcí je standardním konstrukčním opatřením řezání smršťovacích spár, jejichž účelem je umožnit realizaci smrštění betonu v předem definovaných místech tak, aby nedocházelo ke vzniku divokých trhlin a smrštění se realizovalo rozevřením právě těchto řezaných spár, protože rovné spáry jsou esteticky přijatelnější než divoké trhliny. PŘÍSTUP

NOREM K OBJEMOVÝM

ZMĚNÁM BETONU

ČSN EN 1992-1-1 Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby Eurokód 2 je normou pro navrhování betonových konstrukcí, určenou primárně pro práci projektantů. Norma uvádí, že smršťování betonu závisí na okolní vlhkosti, na rozměrech prvku a na složení betonu. Celkové smrštění betonu se počítá jako součet smršťování od vysychání a smršťování autogenního. Pro betony vyrobené z cementu třídy N je velikost smrštění od vysychání tabelována a příslušnou hodnotu lze zjistit na základě znalosti pevnostní třídy betonu a relativní vlhkosti prostředí, ve kterém bude beton umístěn. Pomocí součinitele je dále zahrnut vliv „masivnosti“ konstrukce. Variantně lze smrštění od vysychání spočítat pomocí vztahu uvedeného v příloze B, kde je navíc zahrnut vliv třídy cementu S, N nebo R. Ze vzorce pro výpočet autogenního smrštění pak vyplývá, že Eurokód 2 vychází z předpokladu, že velikost autogenního smrštění závisí pouze na pevnostní třídě betonu.


2/2009

Například pro beton pevnostní třídy C20/25 z cementu třídy N jsou tabelované hodnoty konečného smrštění od vysy(při 20% relachání v rozmezí 0,62 tivní vlhkosti vzduchu) po 0 (při 100% relativní vlhkosti vzduchu). Autogenní smrštění stejného betonu pak vychází 0,025 . Tedy: při 20% relativní vlhkosti vzduchu vychází celkové smrštění betonu 0,645 , tj. 0,645 mm/m. V případě betonů vyšších pevnostních tříd předpokládá Eurokód 2 menší smrštění od vysychání a větší smrštění autogenní. Ve výpočtu smršťování podle Eurokódu 2 tedy nejsou zahrnuty vlivy odrážející konkrétní složení betonové směsi, které však mají na smršťování betonu zásadní vliv (viz předchozí text). Zejména se jedná o skutečnost, že jemnozrnné betony a betony s vyšším množstvím cementu mají výrazně větší smrštění než betony hrubozrnné, a to při stejné pevnosti v tlaku. Vliv použitých přísad a sklonu použitého cementu ke smršťování rovněž není zahrnutý. ČSN P ENV 13 670-1 Provádění betonových konstrukcí – Část 1: Společná ustanovení Norma pro provádění betonových konstrukcí v kapitole Ošetřování a ochrana uvádí, že „beton se musí v raném stáří ošetřovat a chránit, aby se minimalizovalo plastické smršťování, aby se zajistila dostatečná pevnost povrchu, aby se zajistila dostatečná trvanlivost povrchové vrstvy, musí se chránit před mrazem a před škodlivými otřesy, nárazy nebo před poškozením“. V závislosti na rychlosti nárůstu pevnosti betonu a na teplotě povrchu betonu jsou předepsány minimální doby ošetřování betonu. Norma tedy po dodavateli betonové konstrukce nepožaduje, aby ošetřováním betonu omezoval smrštění betonu od vysychání. Požaduje pouze, aby zabránil vzniku trhlin od plastického smršťování, což je pouze část smrštění od vysychání, která probíhá na samém počátku zrání betonu. ČSN EN 206-1 Beton – Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda Základní norma pro výrobu betonu se věnuje problematice smršťování pouze okrajově. V normě se nachází pouze dvě zmínky o smršťování betonu, obě ve změně Z3 z dubna 2008. První se 51

NORMY •


nachází v národní příloze v článku 5.2.9, který je platný pouze v České republice a věnuje se obsahu jemné moučky v betonu. Článek patří do kapitoly Základní požadavky na složení betonu. V národní poznámce je zde uvedeno, že při vyšším obsahu moučky v betonu se spolu s obsahem vody zvětšují objemové změny betonu (smrštění) a zvyšuje se nebezpečí vzniku trhlin. Druhá zmínka je významnější a nachází se v národní příloze v článku 6.2.3, který vyjmenovává doplňující požadavky pro specifikaci betonu. Smrštění betonu je právě jedním z těchto doplňujících požadavků. Ve všeobecných požadavcích na specifikaci betonu norma požaduje, aby specifikátor betonu (kterým je v našich podmínkách obvykle projektant) zajistil, že všechny příslušné požadavky na vlastnosti betonu budou zahrnuty ve specifikaci, která se předkládá výrobci betonu. Specifikace typového betonu musí obsahovat vždy všechny základní požadavky a podle potřeby požadavky doplňující. S ohledem na naši problematiku smršťování betonu lze tedy dovodit, že norma ČSN EN 206-1 požaduje po specifikátorovi betonu, aby doplňující požadavek na velikost smršťování betonu ve specifikaci typového betonu uvedl vždy, kdy to konkrétní situace konstrukce vyžaduje. Vzhledem k tomu, že smršťování betonu je jednou z hlavních a nejčastějších příčin vzniku poruch betonových podlah, měl by, dle našeho názoru, tento požadavek být součástí specifikace betonu pro podlahy vždy. ČSN EN 197-1 Cement – Část 1: Složení, specifikace a kritéria shody cementů pro obecné použití Základní norma pro výrobu cementu pro stavební použití se problematice smršťování cementu vůbec nevěnuje a smršťování tedy vůbec není parametrem, který by se pro cement deklaroval. Někdy bývá smršťování cementu zaměňováno s tzv. objemovou stálostí cementu, která se zkouší pomocí Le Chatellierových objímek. Konstrukce Le Chatellierových objímek však umožňuje zjistit pouze sklon cementu k nabývání, kdy je registrováno rozevření objímky. Zkouška probíhá ve vodní lázni, která se po dobu cca 3 h vaří. Tato zkouška je určena pro sledování množství volného vápna ve slínku, 52

které v minulosti představovalo významný problém. ČSN 74 4505 Podlahy – Společná ustanovení Základní norma pro navrhování a provádění podlahových konstrukcí problematiku smršťování betonu postihuje zavedením pojmu smršťovací spára. Tato spára je vytvořena tak, aby umožnila kontrolovaný vznik smršťovacích trhlin, a tedy proběhnutí objemových změn betonu bez vzniku nežádoucích „divokých“ trhlin či jiných nepříznivých dopadů smršťování. Norma dále požaduje, aby v návrhu podlahy (jak průmyslové, tak i v občanské a bytové výstavbě) bylo definováno rozmístění smršťovacích spár v podlaze a jejich následná úprava. Pro průmyslové podlahy, které jsou prakticky vždy tvořeny monolitickou železobetonovou deskou, jsou uvedeny požadavky na maximální vzdálenost smršťovacích spár (maximálně třicetinásobek tloušťky desky, maximálně 6 m) s tím, že větší vzdálenosti smršťovacích spár musí být podloženy statickým výpočtem. Výjimkou jsou specifické případy speciálních syntetických povrchových úprav podlah. Pro cementové potěry používané často v občanské a bytové výstavbě podobná konkrétní doporučení v normě uvedená nejsou. S určitou opatrností lze využít požadavky pro průmyslové podlahy, je však třeba si uvědomit, že jemnozrnné cementové potěry mají obvykle větší smršťování než hrubozrnné betony. SHRNUTÍ PŘÍSTUPU NOREM Z uvedeného přehledu normativních ustanovení je zřejmé, že stávající normová úprava klade hlavní odpovědnost za opatření bránící vzniku poruch způsobených smršťováním betonu na projektanty. ČSN 74 4505 požaduje, aby autor návrhu podlahy (obvykle projektant) předepsal rozmístění smršťovacích spár po podlaze. To je, spolu s vyztužením betonové desky, hlavním konstrukčním opatřením bránícím vzniku nežádoucích smršťovacích poruch. ČSN EN 206-1 zároveň po specifikátorovi betonu (obvykle projektant) požaduje, aby specifikoval veškeré relevantní parametry betonu. V případě podlahových konstrukcí by tedy neměl zapomenout na doplňkový parametr smrštění betonu. Pro formulaci tohoto požadavku norma nedává žádné vodítko a je tedy třeba ho s dodavate-

lem betonu dohodnout tak, aby parametry betonu odpovídaly parametrům uvažovaným v projektu, respektive návrhu podlahy (viz ČSN EN 1992-1-1). Úkol dodavatele betonové směsi vyrobit specifikovaný beton rovněž není jednoduchý, protože pracuje s materiály s variabilními vlastnostmi. Mezi ně je, vedle kameniva a příměsí, třeba zahrnout i cement. Zmíněná cementářská norma ČSN EN 197-1 nezahrnuje smršťování cementu mezi jeho parametry a výrobci cementu ho tedy nemusí vůbec sledovat, a tedy ani garantovat míru smršťování u jednotlivých typů cementu, nebo alespoň že smršťování cementu během jeho zrání je u různých dodávek stále stejné. Úkolem prováděcí firmy je beton do podlahy správně uložit, včas nařezat smršťovací spáry a ošetřovat tak, aby v počáteční fázi zrání nevznikly trhliny od plastického smršťování. V současnosti tedy výrobci betonu neznají hodnoty smršťování vyráběných betonů a současně nemají srovnatelné informace k používaným cementům. Tento stav je zcela nelogický a dlouhodobě neudržitelný. P Ř Í K L A DY

PORUCH PODLAHOVÝCH

KONSTRUKCÍ

Drátkobetonová deska poškozená trhlinami První popisovaná podlaha má projektovanou tloušťku 160 mm a předepsán byl beton kvalitové třídy B25 vyztužený disperzní drátkovou výztuží v množství 20 kg/m3. Smršťovací spáry jsou v rastru 6 x 6 m. Podél kolejnic skladového zařízení bylo v projektu předepsáno dovyztužení 2 x KARI sítí KD 37 v šířce 1 m. Povrchová úprava byla provedena minerálním vsypem v množství 3 kg/m2. Půdorysné rozměry skladové haly jsou cca 20 x 54 m (obr. 1). Provedená vizuální prohlídka prokázala, že ve značné části podlahové konstrukce se vyskytují atypicky široké smršťovací trhliny (obr. 2), které jsou provozně nežádoucí. Mimořádná je jak intenzita výskytu trhlin, tak zejména jejich šířka. Mohly být vyvolány pouze nadstandardními objemovými změnami betonu, souvisejícími pravděpodobně s jeho skladbou. Zpracovatel betonové směsi, tedy firma, která provádí betonovou podlahu, může konečné hodnoty smrštění betonu ovlivnit jen zcela omezeně. Současně


2/2009

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE S TA N D A R D S • Q U A L I T Y • C E RT I F I C AT I O N platí, že vznik trhlin je nežádoucí z provozních důvodů, protože při intenzivním provozu dopravních mechanizmů dochází k olamování okrajů trhlin, k postupnému zvětšování defektů a k rázům při pojezdu těchto oblastí (obr. 3). Přesnější identifikace konkrétních příčin vysokých objemových změn betonu však není dodatečně možná. Jeden z vývrtů odebraný v místě smršťovací trhliny (obr. 4) ukázal , že trhlina v daném místě končí přibližně v polovině tloušťky podlahové desky. Stanovení pevnosti v tahu povrchových vrstev prokázalo, že povrchová vrstva má vysoké tahové pevnosti, a tedy vysokou mechanickou odolnost a bude dlouhodobě spolehlivě plnit svou funkci. Stanovení pevnosti v tlaku na třech odeObr. 1 Fig. 1 Obr. 2 Fig. 2

Skladová hala Warehouse hall Trhliny v podlaze skladové haly Cracks in the floor of the warehouse hall Obr. 3 Olamování hran trhliny Fig. 3 Defoliation of crack edges Obr. 4 Jádrový vývrt v místě trhliny Fig. 4 Test core in the area of the crack

braných jádrových vývrtech prokázalo, že kvalita betonu z hlediska pevnosti v tlaku i v tahu je vyhovující a převyšuje projektem požadovanou třídu B25. Ověření rovinnosti na dvoumetrové lati prokázalo průměrnou odchylku 1,79 mm. Tu lze charakterizovat jako provozně zcela přijatelnou. Současně se však v měřeném souboru vyskytuje dvanáct hodnot (15,8 %), u nichž je odchylka na úrovni 3 mm, resp. vyšší. Výskyt těchto zvýšených hodnot souvisí s vysokou pravděpodobností s nadměrnými objemovými změnami betonu. Ze zjištěných skutečností vyplývá, že podlahová konstrukce je provedena z vyhovujícího betonu z hlediska pevnosti betonu v tlaku, tedy třídy betonu, který však současně vykazoval zvýšené objemové změny betonu. Míra objemových změn betonu však není dodavatelem betonové směsi, resp. betonu garantována a pouze mlčky se předpokládá, že bude dosahovat standardní úrovně 0,7 mm/m (viz ČSN EN 1992-1-1). Výskyt trhlin ani lokální zvýšení odchylky rovinnosti nemohl tedy dodavatel betonové podlahové konstrukce ovlivnit. Výskyt trhlin mohl být eliminován

1

2

3

4


2/2009

zvolením vhodnějšího poměru dilatačních řezů. Délka celků se měla pohybovat v intervalu 20 až 30 tlouštěk desky, v posuzovaném případě by tedy měla být vzdálenost v intervalu 3,2 až 4,8 m. Zjištěné smršťovací trhliny je třeba gravitačně zainjektovat nízkoviskózní epoxidovou pryskyřicí, před injektáží musí být trhliny suché a musí být pečlivě vyčištěny stlačeným vzduchem. Práce je třeba provádět tak, aby nedošlo k zbytečnému znečištění povrchu podlahové konstrukce epoxidovou pryskyřicí. Vyplnění trhlin epoxidovou pryskyřicí zajistí jednak statické zmonolitnění podlahové desky, jednak vyloučí mechanické narušování okrajů trhlin při provozu dopravních mechanizmů. Lokální odchylky od rovinnosti lze řešit pouze lokálním přebroušením nevyhovujícího místa či oblasti. Pokud by tímto odbroušením došlo k výraznému zeslabení vrstvy mechanicky odolného minerálního vsypu, bude nezbytné přebroušenou oblast napenetrovat epoxidovou pryskyřicí, která povrch desky srovnatelným způsobem mechanicky zpevní. Veškeré popsané zásahy však budou na povrchu podlahové konstrukce vi-

53

NORMY •


5 7

6 Obr. 5 Trhliny ve venkovní betonové ploše Fig. 5 Cracks in the outside concrete area Obr. 6 Jedna z trhlin Fig. 6 One of the cracks Obr. 7 Jádrový vývrt v místě trhliny Fig. 7 Test core in the area of the crack Obr. 8 Nekvalitní podlahový potěr v rodinném domě Fig. 8 Low-quality floor screed in a family house Obr. 9 Povrch nekvalitního podlahového potěru Fig. 9 Surface with low-quality floor screed Obr. 10 Povrch zkušebního tělesa po vyřezání diamantovou pilou Fig. 10 Surface of the testing body after cutting with a diamond saw Obr. 11 Záběr z probíhající opravy potěru Fig. 11 View of the running repair to the screed

zuálně patrné. Neexistuje žádná technologie, která by zajistila takovou výplň trhlin, která by vzhledově trhliny eliminovala. I po zainjektování tedy tyto imperfekce zůstanou vizuálně patrné. Po provedeném výše popsaném zainjektování trhlin bude plně obnovena a dlouhodobě garantovaná funkčnost posuzované podlahové konstrukce. Venkovní betonová podlaha poškozená trhlinami Betonová směs pro tuto podlahu byla smluvně specifikována třídou C30/37 XF4. Konstrukce byla navržena v tloušťce 170 mm s tím, že při spodním povrchu desky bude vyztužena KARI sítěmi. Betonová deska byla ihned po dokončení ošetřována kropením vodou. Druhý den byly prořezány smršťovací spáry, které byly třetí den prohloubeny do hloubky cca 2/3 tloušťky desky. Následně byly na horním líci identifikovány trhliny vyskytující se prakticky v celém půdorysu betonované desky (obr. 5 až 7). Trhliny mají všesměrný charakter a jejich orientace nemá bezprostřední vazbu na systém řezaných smršťovacích spár. U investora vznikly 54

v souvislosti s těmito trhlinami pochybnosti o celkové kvalitě betonové manipulační plochy. Z provedených zkoušek a celkového posouzení betonové manipulační plochy vyplývají tyto závěry: Betonová manipulační plocha je zhotovena z betonu přiměřeně homogenního. Zjištěný variační koeficient je 8,5 %, přičemž podle ČSN 73 2011 se za homogenní beton považuje takový beton, jehož variační koeficient je nižší než 14 %. Posouzení pláště odebraných jádrových vývrtů prokázalo, že se jedná o dobře složený a dobře zpracovaný beton. Stanovení kvality betonu destruktivně na tělesech zhotovených z jádrových vývrtů prokázalo, že průměrná hodnota válcové pevnosti na pěti zkušebních tělesech je 33,17 MPa, což odpovídá požadované specifikaci. Betonová manipulační plocha má průměrnou tloušťku, zjištěnou na pěti náhodně vybraných zkušebních místech, 166 mm. Jedná se o mírné podkročení nominální tloušťky 170 mm, které je však ve standardních tolerančních mezích ±5 %. Zkoušky mrazuvzdornosti betonu podle ČSN 73 1326 metoda A prokázaly, že mrazuvzdornost povrchových vrstev splňuje standardní kritérium používané

např. Ředitelstvím silnic a dálnic. Zjištěné odpady jsou menší než limitní hodnota 1 200 g/m2. Hodnocený beton lze tedy ve smyslu uvedeného kritéria charakterizovat jako mrazuvzdorný, odpovídající specifikaci XF4. Vizuální prohlídka a provedený grafický záznam trhlin ukazují, že povrch desky je rovnoměrně prostoupen poměrně hustou sítí pravděpodobně smršťovacích trhlin s šířkou 0,1 až 0,8 mm. Trhliny do šíře 0,2 mm jsou estetickou vadou, v případě trhlin širších než 0,2 mm jde o závadu funkční (vnikání vody do trhliny a její migrace ke spodní výztuži). Vznik husté sítě smršťovacích trhlin s vysokou pravděpodobností souvisí s použitým cementem, případně konzistencí betonové směsi (dávkou vody v betonové směsi). Smršťovací trhliny evidentně nebyly vyvolány pozdním provedením řezaných smršťovacích spár a je méně pravděpodobné, že byly způsobeny méně pečlivým ošetřováním betonové plochy po jejím dokončení. Uvedené trhliny je nutné funkčně eliminovat tak, že se provede jejich injektáž vhodnou, částečně pružnou epoxidovou pryskyřicí. Tím se trhliny uzavřou a zabrání se vnikání vody ke spodní výztuži. Sou-


2/2009

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE S TA N D A R D S • Q U A L I T Y • C E RT I F I C AT I O N

9 8

11

10

F IF Bo Er m R Tt e Ex X ® N -O C N PWF Ol V i nE eNr S


Formtex® je netkaná textilie složená z filtrační a drenážní vrstvy a slouží k odvádění přebytečné vody a vzduchu z povrchu betonu. Formtex® výrazně snižuje poměr voda/ cement v povrchové vrstvě a tak vytváří pevný a dlouhodobě odolný povrch betonu. Formtex® významně zvyšuje životnost betonových staveb především v agresivním prostředí a chrání tak vaše investice. Formtex® zlepšuje všechny parametry betonu.

bez Formtexu

Extrémně špatná kvalita podlahového potěru Cílem posouzení bylo stanovit mechanické vlastnosti položeného potěru a posoudit jeho další využitelnost (obr. 8 a 9). Na tento cementový potěr má být lepena mimo jiné dřevěná podlahová nášlapná vrstva. Podle poskytnuté projektové dokumentace měl být potěr proveden v kvalitě B15. Provedené zkoušky na tělesech vyřezaných z odebraných vzorků cementového potěru (obr. 10) v budovaném objektu rodinného domu prokázaly, že pevnost cementového potěru v tlaku se pohybuje v intervalu od 4 do 8 MPa. Průměrná zjištěná hodnota je 5,37 MPa. Jedná se tedy o pevnost, která je přibližně na třetinové úrovni ve srovnání s požadavkem projektu (třída B15). Cementový potěr této kvality má kromě snížené pevnosti v tlaku i poměrně nízké pevnosti tahové. To jednak snižuje jeho ohybovou tuhost a současně vyvolává riziko, že při objemových změnách lepené dřevěné podlahy dojde k odtržení nášlapné vrstvy a její následné deformaci. Použití cementového potěru ve stávajícím provedení by bylo velmi riskantní a z hlediska dlouhodobé stability podlahové konstrukce neakceptovatelné. Kromě celkové výměny stávajícího potěru a jeho náhrady za cementový potěr přiměřených kvalitativních parametrů, které jsou z hlediska možného poškození rozvodů podlahového topení rizikové, připadá v úvahu jeho lokální vyspravení (obr. 11)

Formtex® CPF liner

s Formtexem

časně ale provedená injektáž trhliny vizuálně zvýrazní a plochu nebude možné charakterizovat jako vizuálně bezvadnou. S ohledem na tyto skutečnosti lze tuto vizuální vadu charakterizovat jako prakticky neodstranitelnou.

Fibertex, a.s. Průmyslová 2179/20, Svitavy email: jako@fibertex.com tel.: +420 461 573 269 www.formtex.dk

2/2009

55

NORMY •


12a Obr. 12 Zkrouceni desky betonové mazaniny a), b) Fig. 12 Curling of the concrete screed plate a), b) 12b

a následné převrstvení mechanicky únosnou cementem pojenou vrstvou, případně vhodnou plastmaltovou vrstvou. Podlaha v prodejní hale Předmětem posouzení byla podlahová konstrukce v prodejní hale. Místnost má obdélníkový půdorys o rozměrech cca 15 x 20 m. Podlahová konstrukce je zde rozdělena dilatačními spárami v rastru 5 x 5 m. Součástí podlahové konstrukce je systém podlahového topení. Navržená skladba podlahové konstrukce je následující: • keramická dlažba, hutná, glazovaná, rozměry 333 x 333 x 8 mm, pokládána do pružného tmelu, dilatace ve čtvercích 5 x 5 m, tloušťka 15 mm, • betonová mazanina (beton B20), vyztužená sítí 150 x 150 x 5 mm, tloušťka 126 mm, • PE fólie svařovaná ve spojích, • systémové polystyrenové desky konstrukce podlahového teplovodního vytápění, tloušťka 20 mm, • tepelná izolace deskami Styrodur, tloušťka 100 mm, • izolace proti vlhkosti a radonu, tloušťka 4 mm, • penetrační nátěr, • podkladní beton. U posuzované betonové mazaniny došlo k nadzdvižení rohů dilatačních celků, tzv zkroucení desek (obr. 12). K tomu nejčastěji dochází když horní povrch desky vysychá rychleji, a tudíž se smrští více, než její spodní povrch. Tento jev nastává prakticky vždy, nepřijatelné míry pak dosahuje v případech, kdy jsou smršťovací spáry provedeny v příliš velké vzdálenosti, případně sám beton je náchylný k velkému smršťování (např. velký obsah vody nebo cementu) a současně nebyl dostatečně intenzivně, nebo 56

dostatečně dlouho ošetřován. Ke zvětšení rozdílu ve velikosti smrštění přispívá i uložení betonu přímo na vodotěsný podklad. V daném případě bylo možné po odeznění smrštění nadzdvižené rohy a hrany přebrousit a povrch tak vyrovnat dle požadované místní rovinnosti. Dilatační spáry v betonové mazanině bylo nutno přiznat i v dlažbě, protože musí umožnit pohyb podlahy při změně teplotního režimu podlahového topení. Vzhledem k tomu, že trubky podlahového topení jsou umístěny při spodním líci betonové mazaniny, lze ve spárách očekávat i mírný svislý pohyb způsobený ohnutím desky při nerovnoměrném ohřátí. Z ÁV Ě R Na základě naší vlastní znalecké a konzultační činnosti a z rozhovorů s mnoha stavebními odborníky, zejména v rámci konference PODLAHY, nebo kurzu VADY A PORUCHY STAVEB – POUČENÍ Z CHYB, můžeme konstatovat, že podlahové konstrukce jsou velmi častým předmětem reklamací a sporů, možná ze stavebních prvků vůbec nejčastějším. Domníváme se, že to je způsobeno pro podlahy nepříznivou souhrou okolností, kdy jsou jednak velmi namáhané a zároveň případné poruchy jsou dobře viditelné a vizuálně značně rušivé. V neposlední řadě poruchy podlah často znesnadňují užívání celého objektu. V příspěvku jsme se snažili upozornit na souvislosti mezi objemovými změnami betonu a vadami betonových podlahových konstrukcí. I přes varující vyznění článku je nepochybné, že bylo položeno množství podlahových konstrukcí, které nevykazují poruchy a bezproblémově slouží svým uživatelům řadu let. Prakticky vždy jsou však spolehlivé

Literatura: [1] Hošek J.: Měření počátečních objemových změn betonu v pryžové vlnovcové formě, Stavební výzkum, 1986, roč. 3, s. 28–32 [2] Tazawa E.: Committee Report, Proc. of the Inter. Workshop org. by JCI (Japan Concrete Institute) – Autogenous Schrinkage of concrete (Hiroshima, June, 1998). London: E&FN Spon 1999, p. 1–68 [3] Smíšek P., Cheong C.: Bezesparé dodatečně předpínané betonové podlahy, 15. betonářské dny 2008, Hradec Králové 2008 [4] Holland J. A., Walker W. W.: Tired of Cracks and Curl? Expand or Compress Your Concrete!, 5th Inter. Colloquium, Industrial Floors ’03, Esslingen 2003

podlahy výsledkem odpovědné práce všech zúčastněných odborníků při dodržování základních zásad pro navrhování a provádění podlah. Vzhledem ke smršťování betonu je to z dnešního pohledu zejména hustá síť včas nařezaných smršťovacích spár a dostatečné vyztužení desky, zejména klasickou měkkou výztuží. V budoucnu možná dojde i k širšímu využití, dnes zatím speciálních technologií, jako např. předpínané podlahy [3], nebo betony s kompenzovaným smršťováním a expanzní betony [4]. Ing. Petr Tůma, Ph.D. e-mail: [email protected] Doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc. e-mail: [email protected] oba: Kloknerův ústav ČVUT v Praze Šolínova 7, 166 08 Praha 6


2/2009

AKTUALITY TOPICAL

RECENZE /

SUBJECTS

REŠERŠE

RÉRORIKA

architekta pro jeho stěžejní přednášky a další dokumenty. Jsou mezi nimi přípravné poznámky k přednášce „Centrum města“, kterou Le Corbusier přednesl v roce 1923 ve Štrasburgu, poznámky k přednášce v Lausanne v roce 1924, kritika Le Corbusierovy přednášky na Sorboně v roce 1924 od Léandre Vaillanta a architektova odpověď na ni a texty k přednáškám v Bruselu v roce 1926 a 1958. Velmi dobře připravená publikace s množstvím informací detailně vykreslujících Le Corbusierovy didaktické schopnosti má velkou šanci stát se uznávaným prvkem souboru publikací věnujících se jednomu z nejvěších architektů 20. století.

MODERNISMU – LE CORBUSIER JAKO PŘEDNÁŠEJÍCÍ Le Corbusier byl obdařen schopností snadno prosazovat své myšlenky. Od roku 1920 k tomu používal zejména své přednášky. Během nich byl schopen bez většího viditelného úsilí udržovat pozornost velkého počtu posluchačů i po několik hodin. Soubor těchto přednášek je nyní představen zájemcům jedním z uznávaných světových znalců Le Corbusierova díla Timem Bentonem v knize „The Retoric of Modernism: Le Corbusier as a Lecture“. Francouzské vydaní titulu, jemuž předcházely roky výzkumné práce pod záštitou Nadace Le Corbusiera v Paříži, bylo v prosinci 2008 oceněno Národní cenou pro knihu o architektuře. Ve čtyřech kapitolách kniha popisuje témata, strategie, styly přednášek, jazyk a ze všeho nejdůležitější – význam jeho přednášek zarámovaný Le Corbusierovými aktualními projekty a v současnou architekturou 20. století. Desítky citací a více než sto většinou barevných ilustrací rukopisů, nákresů, které vznikly během přednášek, různých podkladů a dobových fotografií zachycujících architekta před či po přednášce oživují knihu. Poslední část knihy představuje detailní výpisky a poznámky

Tim Benton The Rethoric of Modernism – Le Corbusier as a Lecturer 247 stran, 100 barevných ilustrací, 65 čb ilustrací 20 x 27 cm, pevná obálka CHF 105 / EUR 59,9* / GBP 46,9 ISBN 978-3-7643-8944-4, anglicky © 2009, Birkhäuser * cena bez DPH

VZ TAH

MEZI T VAREM SILIK A FUME A TEKUTOSTÍ CEMENTOVÉ PAST Y PŘI NÍZKÉM VODNÍM SOUČINITELI Článek se zabývá vyšetřováním vlivu vlastností superplastifikátoru silika fume (SF) na tekutost vysokopevnostní cementové pasty (UHCP). Pro přípravu pasty byl použit portlandský cement s nízkým hydratačním teplem. Superplastifikátor má velký vliv na tekutost UHCP. Jeho vlastní chování určuje zejména tvar prachových částic menších než 0,3 μm. Sakai E., Kakinuma Y., Yamamoto K., Daimon M.: Relation between the Shape of Silica Fume and the Fluidity od Cement Paste at Low Water to Powder Ratio, Journal of ACT, Vol. 7, No. 1, February 2009 pp. 13–20

NOVÉ

A N O DY H R A J I H L AV N Í R O L I P Ř I O P R AV Ě M O S T U

Článek popisuje probíhající opravu mostu přes řeku Bervie na silnici A92 u Aberdeen. Most byl postavený v roce 1935 a v roce 1970 proběhla generální oprava. V současnosti došlo ke zhoršení stavu konstrukce mostu vlivem koroze výztuže. Pro její zastavení byla zvo-

BERVIE

lena metoda katodové ochrany ICCP (Impressed current cathodic protection) využívající malý proud generovaný externím zdrojem (obr. 1). Do konstrukce mostu bude umístěno celkem 8 600 anod Ebonex Plus 12 x 100 mm. V současnosti jsou práce zhruba v polovině, jsou propojeny anody na čtyřech obloucích mostu a dva oblouky jsou kompletně dokončeny. Vrstvy betonu odlupující se ze spodních částí pilířů byly odstraněny hydrodemolicí a na jejich místo bylo nastříkáno cca 40 t cementové sanační malty Renderoc DS. Po dokončení v červenci 2009 bude na mostě instalován monitorovací systém zajišťující průběžnou kontrolu. New anodes star in Bervie Bridge repairs, Concrete For the Construction Industry, Vol. 43, No. 2, March 2009, pp. 31–32


2/2009

57

NORMY •


MODUL

PRUŽNOSTI VS. PEVNOST V TLAKU MODULUS OF ELASTICITY AND COMPRESIVE STRENGHT PETR MISÁK, TOMÁŠ VYMAZAL Článek je věnován problematice závislosti statického modulu pružnosti betonu v tlaku a pevnosti betonu v tlaku. Jsou zde srovnávány postupy uvedené v normě ČSN EN 1992-1-1 s reálnými naměřenými daty. The paper deals with the modulus of elasticity of concrete and its compressive strength dependence. Measured data and EN 1992-1-1 are compared. Fyzikálně mechanické vlastnosti betonu a jiných stavebních materiálů jsou jedny z nejsledovanějších charakteristik. Podobně jako v minulém století je i dnes přední vlastností betonu jeho pevnost v tlaku. Zavedením normy ČSN EN 206-1 (rok vydání 2001) se do popředí dostaly i trvanlivostní vlastnosti a zpracovatelnost. Tyto charakteristiky hrají také velice důležitou úlohu. Tak trochu v ústraní však stále zůstávají přetvárné vlastnosti betonu, které jsou neméně důležité. Mezi tyto vlastnosti patří především statický modul pružnosti v tlaku, který však ve zmiňované normě, týkající se specifikací, vlastností a výroby betonu, není vůbec uvažován. Článek [1] ukazuje na příkladu jednoduché betonové desky navýšení průhybu až o 75 % při snížení modulu pružnosti o 30 % od tabulkové směrné hodnoty uvedené v normě ČSN EN 1992-1-1 [2]. Vliv modulu pružnosti betonu na chování stavebních konstrukcí je tedy velmi významný. Eurokód ČSN EN 1992-1-1 –

1

58

Navrhování betonových konstrukcí v kapitole 3 uvádí k modulu pružnosti: • Pružné deformace betonu závisí velkou měrou na jeho složení (zejména na kamenivu). Hodnoty uvedené v této normě se mají považovat za směrné pro obecné použití. Avšak, pokud je konstrukce citlivá na odchylky od těchto obecných hodnot, mají se hodnoty stanovit přesněji. • Modul pružnosti betonu závisí na modulu pružnosti jeho složek. Přibližné hodnoty modulu pružnosti Ecm (sečnová hodnota mezi σc = 0 a 0,4 fcm) pro betony se silikátovým kamenivem jsou uvedeny v tabulce 3.1 této normy. Pro vápencové a pískovcové kamenivo se mají hodnoty snížit o 10, resp. 30 %. Pro čedičové kamenivo se mají hodnoty navýšit o 20 %. Moderní trendy v současném stavitelství vedou ke stále subtilnějším konstrukcím. Tedy přetvárné charakteristiky betonu jsou stále důležitější. Běžná praxe je taková, že projektant provádějící návrh konstrukce podle platných norem určí třídu betonu a pro odhad modulu pružnosti využije tabulku 3.1 v této normě. Pokud uzná za vhodné, má možnost předepsat hodnotu modulu pružnosti betonu ve specifikaci (neberemeli v úvahu další parametry specifikace). Tyto a mnohé další údaje potom využívá technolog dodavatele stavby, jehož úkolem by mělo být zajištění správné realizace projektu. Problém velice často nastává v nedostatečné komunikaci s dodavatelem (výrobcem) betonu, resp. jeho tech-

nologem. Norma ČSN EN 206-1, kterou se výrobci betonu řídí, bohužel pojem modul pružnosti nezná a neklade tudíž vzhledem k této charakteristice žádné požadavky. Pokud odběratel betonu (technolog dodavatele stavby) v objednávce přímo nespecifikuje požadovanou hodnotu modulu pružnosti, nemá výrobce žádnou povinnost tuto vlastnost sledovat a už vůbec ne za ni ručit. Záleží pouze na vzájemné komunikaci a dohodě mezi jednotlivými subjekty. Pokud projektant, potažmo technolog dodavatele stavby, předpokládá, že hodnoty modulu pružnosti se nebudou příliš lišit od hodnot v tabulce 3.1, může být nemile překvapen. Norma [2], stejně jako starší normy pro navrhování betonových konstrukcí (ČSN 73 1201), totiž neuvažuje variabilitu modulu pružnosti v rámci jedné pevnostní třídy podle ČSN EN 206-1 [3]. Obr. 1 ukazuje srovnání tabulkových hodnot závislosti pevnosti v tlaku na modulu pružnosti uvedené v normě [2] a skutečných výsledků měření. Jedná se celkem o 130 průměrných výsledků sad normových těles, na kterých byl stanoven statický modul pružnosti v tlaku podle ČSN ISO 6784 [4]. Jedna sada vzorků byla tvořena šesti trámci o rozměrech 100 x 100 x 400 mm, přičemž na třech tělesech byla stanovena hranolová pevnost a na třech statický modul pružnosti v tlaku. Jedná se o běžné obyčejné konstrukční betony se silikátovým kamenivem různých záměsí a pevnostních tříd. Jelikož norma [2] nespecifiku-


2/2009

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE S TA N D A R D S • Q U A L I T Y • C E RT I F I C AT I O N je složení betonu vzhledem k modulu pružnosti jinak než prostřednictvím typu kameniva, předpoklady nebyly porušeny. Pro zatřídění podle [3] byla hranolová pevnost v tlaku přepočtena na krychelnou pevnost pomocí koeficientu 0,85. Po zatřídění do pevnostních tříd se pomocí nástrojů regresní analýzy určil odhad závislosti dvou sledovaných veličin a intervaly spolehlivosti pro regresní křivku a predikci hodnot (přerušované čáry) s hladinou významnosti 0,95. Jak je patrné, naměřené hodnoty vykazují vysokou variabilitu vzhledem k modulu pružnosti, což se projevilo značnou šířkou spolehlivostních pásů. Nyní se zaměřme na nejužívanější třídy konstrukčních betonů, tedy C25/30 až C40/50. Na obr. 2 je znázorněn krabicový graf hodnot modulu pružnosti v těchto třídách a hodnoty z tabulky 3.1 z normy [2]. V grafu je obdélníkem znázorněn 95% intervalový odhad střední hodnoty a kulaté značky vyznačují směrné hodnoty z normy [2]. Srovnání výsledků měření se směrnými hodnotami je uvedeno v tabulce 1. Z jednoduché analýzy a krabicového grafu je zřejmé, že přepočtené směrné hodnoty modulu pružnosti z pevnosti v tlaku jsou nadhodnocené, a to ve všech sledovaných charakteristikách a pevnostních třídách. Porovnávání směrných hodnot bylo prováděno vzhledem k aritmetickému průměru všech hodnot v dané pevnostní třídě, charakteristické hodnotě stanovené podle normy [6] a minimální průměrné naměřené hodnotě sady. Toto porovnání ukazuje, že v jednom případě se průměrný výsledek ze sady vzorků lišil od směrné hodnoty v tabulce 3.1 až o téměř 63 %.

Obr. 1 Porovnání směrných hodnot sečného modulu pružnosti v tabulce 3.1 eurokódu ČSN EN 1992-1-1 s reálně naměřenými daty Fig. 1 EN 1992-1-1 and measured data of modulus of elasticity comparing Obr. 2 Krabicový graf hodnot modulu pružnosti ve vybraných pevnostních třídách Fig. 2 Box diagram of modulus of elasticity in selected strenght classes

Pevnostní třída betonu podle ČSN EN 206-1 Průměrná hodnota Směrodatná odchylka Charakteristická hodnota podle ČSN EN 1990-1 Směrná hodnota v tabulce 3.1 (ČSN EN 1992-1-1) Rozdíl průměrné a směrné hodnoty Rozdíl minimální a směrné hodnoty Rozdíl charakteristické a směrné hodnoty

C25/30 26 000 2 640 22 500 31 000 4 200 15,7 % 10 600 52 % 8 500 38 %

C30/37 C35/45 Modul pružnosti [MPa] 27 500 29 500 2 960 2 170 22 600 25 500 33 000 34 000 5 540 4 740 20,2 % 16,2 % 12 700 9 000 62,9 % 36,2 % 10 400 8 300 46 % 32,3 %

C40/50 32 000 2 900 27 000 35 000 3 210 10,1 % 8 900 34 % 8 000 29,5 %

Tab. 1 Srovnání naměřených dat a směrných hodnot v ČSN EN 1992-1-1 v pevnostních třídách betonu C25/30 až C40/50 Tab. 1 EN 1992-1-1 and measured data comparing in strenght classes C 25/30 up to C 40/50

Z ÁV Ě R Vzhledem k moderním trendům ve stavebnictví se modul pružnosti betonu stává stále důležitější charakteristikou. Současné normy pro výrobu betonu (především ČSN EN 206-1) však tuto vlastnost opomíjejí. Normy pro navrhování betonových konstrukcí doporučují směrné hodnoty modulu pružnosti vyjádřené z pevnosti v tlaku. Tyto hodnoty bývají velice často při návrhu konstrukcí automaticky používány. Je však potřeba si uvědomit, že závislost modulu pružnosti na pevnosti betonu v tlaku může být zavádějící, a to především z důvodu relativně vysoké variability modulu pružnosti v rámci jedné pevnostní třídy. Tato variabilita je způsobena zejména rozmanitostí receptur betonu používaných výrobci, která se od konce minulého století výrazně změnila a stále se mění. Od nástupu samozhutnitelných betonů se stále více využívá různých přísad (plastifikačních a provzdušňovacích) a příměsí (např. elektrárenský popílek), které mají beze sporu vliv na výsledný modul pružnosti. Nelze opomenout také vliv kameniva, a to hlavně plynulosti jeho granulometrie a největší použité frakce. Proto vyvstává otázka, zda je relevantní využívat pevnost v tlaku pro odhad modulu pružnosti. Obzvláště při navrhování konstrukcí, kde velmi záleží na výsledném průhybu, je nutné kalkulovat s tím, že výsledná hodnota modulu pružnosti se může velmi lišit od směrných hodnot uvedených v normě ČSN EN 1992-1-1 při dodržení třídy betonu stanovené na základě pevnosti v tlaku. Aby se zamezilo nedostatkům reálné konstrukce, je třeba věno-


2/2009

Literatura: [1] Vašková J., Števula M. a Veselý V.: Modul pružnosti automaticky? Beton TKS 6/2007, str. 57–59 [2] ČSN EN 1992-1-1 Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla pro pozemní stavby, ČNI, 2006 [3] ČSN EN 206-1 Beton – Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda, ČNI, 2001 [4] ČSN ISO 6784 Beton – Stanovení statického modulu pružnosti v tlaku, ČNI, 1993 [5] ČSN 73 1201 Navrhování betonových konstrukcí, ČNI, 1986 [6] ČSN EN 1990 Eurokód: Zásady navrhování konstrukcí, ČNI, 2004 [7] Teplý B.: Ještě k modulu pružnosti, Beton TSK 1/2008, str. 74–75

vat zvýšenou pozornost komunikaci mezi dodavatelem a objednavatelem betonu. Příspěvek vznikl za podpory výzkumného záměru č. MSM 0021630511 s názvem Progresivní stavební materiály s využitím druhotných surovin a jejich vliv na životnost konstrukcí. Ing. Petr Misák e-mail: [email protected] tel.: 774 980 255 Ing. Tomáš Vymazal, Ph.D. e-mail: [email protected] oba: Ústav stavebního zkušebnictví FAST VUT v Brně Veveří 95, 602 00 Brno www.fce.vutbr.cz

59

NORMY •


ÚNOSNOST

SPŘAŽENÝCH BETONOVÝCH STROPNÍCH DESEK V MONTÁŽNÍM STADIU ZMONOLITNĚNÍ LOAD CARRYING CAPACITY OF SEMI-PRECAST CONCRETE F LO O R S L A B S I N M O N O L I T H I C AS S E M B LY STAG E JIŘÍ ŠMEJKAL Spřažené železobetonové stropní desky jsou při montáži a při manipulaci s prefabrikovanými částmi vynášeny především příhradovou výztuží. Přitom jejich únosnost v ohybu a ve smyku není výrobcem v ČR definována. Při betonáži horní monolitické stropní desky je nutno prefabrikáty většinou podepřít liniovými podpěrami. V článku jsou odvozeny únosnosti prefabrikovaných stropních desek v montážním stavu, které byly ověřeny následnými experimenty. Semi-precast concrete floor slabs are carried primarily by the lattice girder during assembling and handling. Their bending and shear capacity are not defined by Czech manufactures. In concreting of the upper floor slab the precast slabs should be supported mostly by line supports. This article derives carrying capacities of the precast slabs in monolithic assembly condition, which were verified by subsequent experiments. Spřažené železobetonové desky vzniknou spojením prefabrikované tenké desky se

1

PŘ Í H R ADOVÁ

VÝZTUŽ

VE SPŘAŽENÝCH STROPNÍCH

V prefabrikovaných částech se předpokládá beton C25/30 a vyšší, betonářská výztuž B500A případně B500B. Pro účinné spřažení se předpokládá zdrsněná pracovní spára podle ČSN EN 13747 [2] a ČSN EN 13369 [3], minimální nerovnosti 3 mm po vzdálenostech 40 mm. Maximální vzdálenost mezi příhradovou výztuží je 835 mm, maximální vzdálenost příhradové výztuže od kraje je 415 mm. Minimální výška příhradové výztuže nad prefabrikovaným dílcem je 20 mm (obr. 2). V praxi se používají prefabrikované desky šířky 2,4 m se čtyřmi nebo se třemi kusy podélně uložené příhradové výztuže. Tomu odpovídá vzdálenost příhradové výztuže 600 a 800 mm. Prefabrikovaná deska je obvykle 55 až 60 mm silná (obr. 3).

DESK ÁC H

Prostorová příhradová výztuž pro spřažené stropní desky se obvykle skládá z horního pasu tvořeného jedním prutem ds = 8 mm, z dolního pasu tvořeného dvěma pruty ds = 5 mm a z diagonál ds = 5 mm z betonářské výztuže B500A (obr. 1). Výztuž je vyráběna v souladu s ČSN EN 10080 [5] a ČSN 420139 [7].

Pokyny pro manipulaci, skladování a dopravu Při skladování je nutno desky ukládat na rovný dostatečně únosný povrch. Při skládání více desek na sebe je nutno používat dřevěné hranoly jako proklady. Proklady musí být vždy nad sebou. Do délky desky 4 m postačují obvykle dva

3

2

60

zabudovanou prostorovou příhradovou výztuží s monolitickou deskou betonovanou na stavbě. Užívají se s výhodou pro stropní konstrukce. Prefabrikované desky se po dopravě z výrobny na stavbu uloží do konečné polohy, podepřou, doplní se horní a spárová výztuž a vybetonuje se horní část desky. Při manipulaci a během montáže je základním nosným prvkem prefabrikovaného dílce příhradová výztuž. Po zatvrdnutí betonu plní zabetonovaná příhradová výztuž funkci spřahující výztuže mezi prefabrikátem a dobetonovanou horní části desky. Pro návrh spřažených stropních desek platí ČSN EN 1992-1-1 [1] a ČSN EN 13747 [2].


2/2009

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE S TA N D A R D S • Q U A L I T Y • C E RT I F I C AT I O N proklady ve vzdálenostech L/5 od okrajů (L je délka prefabrikátu). V rámci technické dokumentace podle [2] a [3] je nutné pro stropní desku vytvořit výkres skladby se systémem montážního podepření a pokyny pro manipulaci, skladování a montáž. Specifikace pro montáž Před kladením desek je nutno zbudovat montážní podepření – systém liniových podpor (obr. 4). Liniové podpory je nutno obvykle nadvýšit o hodnotu do 1/250 rozpětí. Systém montážních liniových podpor musí být definován podle [3] v technické dokumentaci stropní desky. Dále je nutno prověřit dostatečnou únosnost montážních prostředků vzhledem k hmotnosti desek a maximální vyložení jeřábu. Prefabrikované desky se kladou na vodorovný, pevný a řádně očištění okraj nosných stěn nebo průvlaků. Minimální hloubka uložení je 40 mm při uložení na zdivo a 20 mm při uložení na ocelové nebo železobetonové konstrukci. Při jejím nedodržení je nutno umístit montážní podepření v bezprostřední blízkosti uložení (obr. 4). Při uložení větším jak 40 mm se desky ukládají do maltového lože. Znečištěná pracovní spára může zcela znehodnotit únosnost konstrukce v konečném stavu, proto je nutno pracovní spáru udržovat především během vázání horní výztuže v čistém stavu. Na povrch stropních desek se klade

spárová výztuž (obr. 5). Pokud se spárová výztuž navrhuje s plným využitím průřezu, musí být její betonové krytí vůči prefabrikátu 10 mm. Pokládáme-li spárovou výztuž přímo na zdrsněný horní líc prefabrikátu, je nutné redukovat její účinnou průřezovou plochu na 70 % z důvodu jejího menšího obetonování u horního povrchu prefabrikátu. Na příhradovou výztuž se obvykle přímo kladou výztužné sítě s příložkami nebo vázaná horní výztuž. Z toho vyplývá optimální výška příhradové výztuže (obr. 6). Doba montážního podepření závisí nejen na způsobu realizace stavebního objektu, ale i na klimatických podmínkách v průběhu realizace. Specifikace pro manipulaci a montáž Při manipulaci s prefabrikáty lze jako úchyty použít příhradovou výztuž v místě přikotvení diagonál k hornímu pasu příhradové výztuže. Závěsné háky se uchytávají v cca L/5, minimálně však za třetí styčník od kraje desky (obr. 7). Úhel mezi vázacím lanem a prefabrikátem by neměl být menší jak 60°. Počet závěsů při manipulaci s dílcem závisí na jeho velikosti. Při první manipulaci s dílcem je nutné použít vahadlo s více závěsy. Obvykle postačí čtyři závěsy do délky desky 3 m a pro délku 6 m je nutné již osm závěsů. Specifikace počtu závěsů při první manipulaci není předmětem technické dokumentace. Při běžné manipulaci postačují čtyři

5


Obr. 1 Příhradová výztuž pro spřažené stropní desky Fig. 1 Lattice girder for the floor slabs Obr. 2 Umístění příhradové výztuže v podélném směru Fig. 2 Lattice girder placing in longitudinal direction Obr. 3 Umístění příhradové výztuže v příčném směru Fig. 3 Lattice girder placing in cross direction Obr. 4 Montážní podepření Fig. 4 Assembling support Obr. 5 Spárová výztuž Fig. 5 Lapping of joint reinforcement Obr. 6 Optimální výška příhradové výztuže, a) horní výztuž uložená na horním pasu, b) horní výztuž v úrovni horního pasu Fig. 6 Optimal height of the lattice girder, a) upper reinforcement on the top chord, b) upper reinforcement in the level of the top chord Obr. 7 Místo pro zachycení montážního háku při manipulaci s dílcem Fig. 7 Place for an assembly hook gripping during the precast plate handling Obr. 8 Výpočet montážního stavu podle DIN 1045-1 a [4] a [5] Fig. 8 Assembling states design according to DIN 1045-1 and [4] and [5]

7

8 2/2009

61

NORMY •


Deska celková tloušťka [mm] 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270 280 290

Příhradová výztuž dle obr. 1 označení výška [mm] D7/5 70 D8/5 80 D9/5 90 D10/5 100 D11/5 110 D12/5 120 D13/5 130 D14/5 140 D15/5 150 D16/5 160 D17/5 170 D18/5 180 D19/5 190 D20/5 200 D21/5 210 D22/5 220

a [m] 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6

Únosnost Únosnost prefabrikované Rozestupy příhradové výztuže části montážních v ohybu ve smyku v ohybu ve smyku podpor [kNm] [kN] [kNm] [kN] [m] 1,35 4,55 2,25 7,58 1,9 1,37 4,55 2,28 7,58 1,83 1,38 4,55 2,31 7,58 1,8 1,40 4,55 2,33 7,58 1,77 1,42 4,55 2,36 7,58 1,75 1,43 4,55 2,39 7,58 1,72 1,45 4,55 2,42 7,58 1,71 1,48 4,55 2,46 7,58 1,69 1,51 4,55 2,51 7,58 1,68 1,53 4,55 2,56 7,58 1,67 1,56 4,55 2,6 7,58 1,65 1,59 4,55 2,65 7,58 1,64 1,62 4,55 2,69 7,58 1,63 1,64 4,20 2,74 7 1,59 1,67 3,85 2,79 6,42 1,38 1,7 3,52 2,83 5,87 1,11

Tab. 1 Únosnost prefabrikované části spřažené stropní konstrukce podle [4] a [5] Tab. 1 Carrying capacity of the precast plate for the semi-precast floor slab according to [4] and [5]

závěsy obvykle pro desky do délky 5 m. Pro delší desky je nutné volit více závěsů, nebo používat vahadlo. Příhradová výztuž musí být v místech pro manipulaci s dílcem zajištěna příčnou výztuží (obr. 7). ÚNOSNOST

PROSTOROVÉ VÝZTUŽE

DIN 10 4 5 - 1 A P Ř E D P I S Ů [ 4 ] A [ 5 ] Únosnost desek v ohybu v montážním stavu je zajištěna především příhradovou výztuží. Jednodušší situace je u příhradové výztuže vyrobené v souladu s [4] a [5]. V příslušných stavebních osvědčeních jsou uvedeny přímo únosnosti MRs a VRs (tab. 1) příhradové výztuže zabudované v prefabrikované části konstrukce. V návrhu je uvažováno statické schéma prostého nosníku (obr. 8). Pro montážní stav se uvažují zatížení vlastní tíhou železobetonové spřažené stropní desky a proměnným plošným zatížením v hodnotě 1,5 kN/m2. Alternativně k proměnnému plošnému zatížení je nutné uvažovat zatížení osamělým břemenem v hodnotě 1,5 kN v nejnepříznivější poloze. Přitom lze uvažovat částečné roznášení zatížení do sousední příhradové výztuže v rámci jednoho prefabrikovaného dílce. Uvedené hodnoty jsou návrhové, součinitel v montážních stavech je uvažován, na rozdíl od běžných zvyklostí, hodnotou γF = 1. Dalším kritériem pro maximální rozestupy liniových montážních podpěr je maximální průhyb prefabrikátu při zmoV M O N TÁ Ž N Í M S TAV U P O D L E

62

nolitňování (do 10 mm). Hodnoty únosností jsou uvedeny (tab. 1). Maximální rozestupy montážních liniových podpor ld stanovíme jako minimální hodnotu ze tří následujících zatěžovacích případů: • Při rovnoměrném plošném zatížení vlastní tíhou a proměnným zatížením v hodnotě 1,5 kN/m2 ZR ≤

(

&;@a #V +#) O

(1)

kde h je celková tloušťka spřažené stropní desky, a je vzdálenost příhradové výztuže v prefabrikované části desky. • Při rovnoměrném plošném zatížení vlastní tíhou a proměnném osamělém zatížení γ f. = 1,5 kN . ZR ≤ #OV ⎛ ⎞ ⎜ (# γT ) + #⋅&VO⋅;@a − (# γT )⎟ (2) ⎝ ⎠ Přitom γ f je součinitel roznášení proměnného osamělého zatížení do sousední příhradové výztuže. Roznášení zatížení je možné pouze v rámci jednoho dílce a na vzdálenost maximálně rovnou vzdálenosti mezi působištěm osamělého břemene a podepřením prefabrikátu (obr. 8). V tab. 1 bylo uvažováno roznášení do sousední příhradové výztuže 30 % (γ f = 0,7) při osa-

mělém břemenu působícím uprostřed vzdálenosti mezi montážními podpěrami. Při působení osamělého břemene u podpory nebylo uvažováno žádné roznášení (γ f = 1). • Při rovnoměrném plošném zatížení vlastní tíhou a proměnném osamělém břemenu působícím u podpory je dána vztahem ZR ≤

#OV

(D@a −#γ T )

(3)

Při návrhu vzdáleností montážního podepření ld rozhoduje nejmenší z hodnot získaných ze vztahů (1), (2) a (3). Výsledky výpočtů jsou uvedeny v tab. 1. ÚNOSNOST

PROSTOROVÉ VÝZTUŽE

ČSN Únosnost prefabrikovaných částí stropních desek lze posoudit i podle ČSN EN 1992-1-1 [1] v souladu s ČSN EN 13747 [2] a ČSN EN 1991-1-6 [8]. Pro návrh montážního stavu nejsou k dispozici zkouškami zjištěné únosnosti jednotlivých typů příhradových nosníků. Pro stanovení únosnosti je nutné vyjít z ČSN EN 10080 [6] a ČSN EN 420139 [7]. Příhradová výztuž, která se vyrábí a používá na stavbách v ČR, musí splňovat uvedené normy pro betonářskou výztuž. V normě ČSN EN 10080 [6] je definována minimální únosnost svarů příhradového nosníku ve smyku. A právě z této únosnosti a ze závěrů zkoušek je možné vyjít při návrhu únosnosti prefabrikované části desky s příhradovým nosníkem. Pro zjednodušení návrhu montážního podepření se v souladu s [8] uvažuje se statickým schématem prvního pole spojitého nosníku (obr. 9). To znamená, že nejmenší světlé rozpětí místnosti bude nejméně 2 m a bude nutná minimálně jedna vnitřní podpěra. Pro montážní stav se uvažují zatížení vlastní tíhou železobetonové spřažené stropní desky (monolitický beton při betonáži je uvažován hodnotou ρ = 2 600 kg/m3) a proměnným plošným zatížením v hodnotě 1 kN/m2 podle [2]. Alternativně k proměnnému plošnému zatížení je nutné uvažovat zatížení osamělým břemenem v hodnotě V M O N TÁ Ž N Í M S TAV U P O D L E

Obr. 9 Výpočet montážního stavu podle ČSN EN 1991-1-6 [8] a ČSN EN 13747 [2] Fig. 9 Assembling states design according to ČSN EN 1991-1-6[8] and ČSN EN 13747 [2]


2/2009

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE S TA N D A R D S • Q U A L I T Y • C E RT I F I C AT I O N Příhradová výztuž Únosnost Únosnost Maximální rozestupy dle obr. 1 příhradové výztuže příhradové výztuže montážních liniových podpor výška v ohybu ve smyku v ohybu ve smyku tloušťka desky rozestup **) tloušťka desky označení [mm] [kNm] [kN] [kNm] [kN] [mm] [m] [mm] D7/5 70 1,09 3,52 120 140 1,82 5,87 1,60 D8/5 80 1,20 4,02 130 150 2,00 6,70 1,72 D9/5 90 1,30 4,52 140 160 2,17 7,53 1,75 D10/5 100 1,46 5,02 150 170 2,43 8,37 1,77 D11/5 110 1,53 5,52 160 180 2,55 9,20 1,78 D12/5 120 1,59 6,03 170 190 2,65 10,05 1,78 D13/5 130 1,64 6,53 180 200 2,73 10,88 1,78 D14/5 140 1,68 7,03 190 210 2,80 11,72 1,77 D15/5 150 1,72 7,31 200 220 2,87 12,18 1,76 D16/5 160 1,75 7,07 210 230 2,92 11,78 1,74 D17/5 170 1,77 6,80 220 240 2,95 11,33 1,72 D18/5 180 1,79 6,52 230 250 2,98 10,87 1,70 D19/5 190 1,80 6,25 240 260 3,00 10,42 1,68 D20/5 200 1,81 5,97 250 270 3,02 9,95 1,56 D21/5 210 1,81 5,70 260 280 3,02 9,50 1,44 D22/5 220 1,81 5,43 270 290 3,02 9,05 1,33 D23/5 230 1,81 5,17 280 300 3,02 8,62 1,22 D24/5 240 1,81 4,93 290 3,02 8,22 1,13 D25/5 250 1,81 4,69 300 3,02 7,82 1,05 Příhradová výztuž je umístěna po 600 mm, *) uložení horní výztuže podle obr. 6a, **) uložení horní výztuže podle obr. 6b

rozestup *) [m] 1,48 1,54 1,57 1,58 1,59 1,59 1,58 1,58 1,57 1,55 1,54 1,52 1,50 1,46 1,35 1,25 1,15

Tab. 2 Návrhová únosnost prefabrikované části spřažené stropní konstrukce podle ČSN EN 13747[2] a ČSN EN 1992-1-1 [1] a maximální rozestupy montážních liniových podpor Tab. 2 Design carrying capacity of the precast plate for the semi-precast floor slab according to ČSN EN 13747 [2] a ČSN EN 1992-1-1 [1] and maximal assembly line supports spacing

1,5 kN v nejnepříznivější poloze. Přitom lze uvažovat částečné roznášení zatížení do sousední příhradové výztuže v rámci jednoho prefabrikovaného dílce obdobně jako u předchozího postupu. Pro stanovení únosnosti příhradové výztuže vyjdeme z minimálních únosností svarových spojů příhradové výztuže. Podle [6] je minimální únosnost svarového spoje horního pasu s diagonálou Fwd ≥ 0,25 ReCh ACh nebo Fw ≥ 0,6 ReDi ADi ,

(4)

kde Re je charakteristická mez kluzu pasu

nosníku (Ch) nebo diagonály (Di), A jmenovitá plocha průřezu pasu nosníku (Ch) nebo diagonály (Di). Z hodnot získaných ze vztahu (4) rozhoduje vždy nižší hodnota Fw. Návrhová únosnost svaru mezi diagonálou a horním pasem je 5,12 kN a mezi dolním pasem a diagonálou je 2,13 kN (pro nosník podle obr. 1). Hodnoty únosností svarových spojů příhradových nosníků vyráběných podle [4] a [5] jsou vyšší. Pro svarový spoj dolního pasu s diagonálou je např. uváděna charakteristická únosnost 6 kN. Z důvodů této výrazně nižší únos-


2/2009

nosti ve svarovém spoji dolního pasu s diagonálou je nutné pro příhradové nosníky vyráběné podle ČSN EN 10080 [6] volit vždy dva svarové spoje diagonály s dolním pasem, nebo vkládat nad každý spoj příčnou výztuž. Dále budeme uvažovat příhradový nosník se dvěma svarovými spoji diagonály s dolním pasem. Při montážních stavech působí příhradová výztuž jako hlavní prvek složeného průřezu. Horní pas tvoří betonářská výztuž o průměru 8 mm, dolní pas tvoří vyztužený betonový pruh o šířce obvykle 600 mm, výšce 55 až 60 mm s minimálně dvěma pruty o průměru 5 mm (dolní pas příhradové výztuže). Výztuž betonového pasu je velmi proměnlivá, beton v montážním stavu je namáhán za mezí pevnosti v tahu. Pro zjednodušení je betonový pas uvažován pouze jako stabilizace dolního pasu příhradové výztuže. Při provedených experimentech vždy došlo nejdříve k porušení stability horního pasu příhradové výztuže. Se značným odstupem došlo k vybočení prvních diagonál u podpory. K porušení svarových spojů mezi diagonálou a horním pasem příhradového nosníku nedošlo. Při posuzování maximální rozestupů 63

NORMY •


montážních liniových podpor je nutné uvažovat následující stavy: • Vybočení horního pasu příhradové výztuže podle ČSN EN 1993-1-1 [9]. Přitom je nutné uvažovat proměnnou vzpěrnou délku v závislosti na výšce nosníku. Pro nízké nosníky lze uvažovat horní pas plně držený diagonálami a únosnost ve vzpěru odpovídající únosnosti v jednom poli při obou plně vetknutých koncích. Pro vysoké nosníky (výška 250 mm) je vhodné uvažovat pružné uložení konců. Vzpěrná délka ve výpočtu odpovídá délce jednoho pole (200 mm). • Vybočení diagonály. Pro všechny výšky běžně užívaných příhradových nosníků lze uvažovat s plným vetknutím na obou koncích. • Maximální namáhání ve svarovém spoji mezi horním pasem a první diagonálou. • Maximální namáhání ve svarovém spoji mezi dolním pasem a druhou diagonálou. • Maximální průhyb při betonáži stropní desky do 10mm. Z uvažovaných stavů získáme maximál-

64

ní únosnosti MRs a VRs příhradové výztuže (tab. 2). Únosnost byla ověřena experimentem v souladu s [2]. V tab. 2 je zvolena celková tloušťka desky tak, aby horní výztuž desky byla ve stejné úrovni s horním pasem příhradové výztuže (obr. 6b), nebo byla položena na horním pásu příhradového nosníku (obr. 6a). Pro další montážní stavy je nutné vyšetřit: • Únosnost příhradové výztuže při zvedání prefabrikované části desky z formy. Vliv přilnavosti prefabrikátu na formu uvažujeme hodnotou 2 kN/m2. Zvedání je možné pouze s vahadlem a počet závěsů závisí na velikosti prefabrikátu. • Únosnost příhradové výztuže při manipulaci s prefabrikovanou částí desky. Počet závěsů opět závisí na velikosti prefabrikovaného dílce, dolní spoj mezi diagonálou a dolním pasem příhradové výztuže musí být zajištěn příčnou výztuží. Únosnost byla následně ověřena výpočtem a experimentem v souladu s [2] (obr. 10). Hodnoty MRs a VRs pro nejvíce používanou příhradovou výztuž jsou

10

11

12

13

uvedeny v tab. 2. Při návrhu se uvažuje pouze s únosností příhradové výztuže do mezního stavu vybočení horního tlačeného pasu (obr. 11). Dolní pas je posílen železobetonovou prefabrikovanou částí s podélnou výztuží a při návrhu montážního podepření není rozhodující, jak je doloženo výsledky experimentálního měření. Horní pas příhradové výztuže je stabilizován přivařenými prostorovými diagonálami. Vybočení diagonál (obr. 12) při pečlivě provedeném svarovém spojení nastává později než vybočení horního pasu příhradové výztuže. Při obvyklém vyztužení prefabrikátu nenastává zhroucení konstrukce po vybočení horního pasu příhradové výztuže. Při dalším nárůstu zatížení se prvek stává poddajnější a není splněna podmínka maximálního průhybu (viz výsledky měření na obr. 14). Rozestupy montážních liniových podpor menší jak 1 m nejsou vhodné. Pro větší zatížení je proto nutné volit příhradovou výztuž se silnějším průřezem horního pasu a diagonál. Hodnoty únosnosti prefabrikovaných částí spřažených stropních desek jsou nutné


2/2009

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE S TA N D A R D S • Q U A L I T Y • C E RT I F I C AT I O N v procesu výrobkové certifikace podle ČSN EN 13747 [2]. Při tvorbě montážního podepření je snazší vycházet z maximálních vzdáleností liniových podpor než z odpovídajících hodnot únosnosti. E X P E R I M E N TÁ L N Í

OVĚŘENÍ

Ú NOSNOSTI PR E FAB R I KOVAN É ČÁSTI

Pro ověření hodnot únosnosti prefabrikovaných částí spřažené železobetonové stropní desky byl připraven experiment. Jeho podrobný popis je uveden v [10]. Na betonových pruzích s příhradovou výztuží byla postupným zatěžováním zjišťována únosnost. Výsledky postupného zatěžování byly vynášeny (obr. 14). Z průběhu průhybů není jednoznačně patrné místo vybočení horního pasu. Po dosažení vzpěrné síly v horním pasu příhradové výztuže nedochází ke kolapsu konstrukce, do nosné funkce se více zapojí vyztužený betonový dolní pas a rychleji narůstají svislé deformace. K vybočení diagonál došlo při výrazně vyšším zatížení, než odpovídalo vybočení horního pasu a vybočily diagonály pouze nad vnitřními podporami. V průběhu experimentu

nedošlo k viditelnému poškození bodových svarů mezi diagonálami a horním pasem příhradové výztuže. Po odlehčení došlo k převážně pružnému vrácení vzorku do původního tvaru (obr. 13). Zbytkové plastické deformace byly menší jak 10 mm po době 30 min po odtížení. Částečně deformovaný zůstal horní pás a diagonály příhradové výztuže. Z ÁV Ě R Montážní podepření může podstatně ovlivnit celkovou únosnost spřažené železobetonové stropní konstrukce. V technické dokumentaci podle [2] a [3] musí být definován systém liniového montážního podepření. Hodnoty únosnosti příhradové výztuže nejsou u výrobců v ČR deklarovány, lze je získat podrobnou analýzou montážního stavu betonáže stropní desky. Hodnoty byly experimentem ověřeny. Únosnost prefabrikovaných částí spřažených stropních desek má rezervy, které jsou patrny při experimentu po překonání únosnosti horního pasu příhradové výztuže. Při překročení únosnosti horního pasu však vznikají nepřijatelné deforma-

14 Obr. 10 Uspořádání experimentu (TZÚS Plzeň) Fig. 10 Experiment setting (TZÚS Plzeň) Obr. 11 Vybočení horního pasu příhradové výztuže Fig. 11 Upper chord buckling of the lattice girder Obr. 12 Vybočení diagonál příhradové výztuže Fig. 12 Lattice girder diagonal buckling Obr. 13 Zkušební vzorek po odtížení – patrny zbytkové deformace horního pasu Fig. 13 Test sample after unloading – the rest deformation of the upper chord Obr. 14 Zatěžovací křivka jednotlivých polí vzorku Fig. 14 Loading curve of the separate fields of a test sample

ce [2] a dochází k redukci únosnosti spřažené stropní konstrukce jako celku. Pro spřaženou stropní desku je nutné vyhotovit obdobný statický návrh jako pro monolitickou stropní desku [1]. Navíc je nutné posoudit smyk v pracovní spáře mezi prefabrikovanou částí a monolitickou částí a celou řadu dalších detailů vyplývajících z technologie spřažených stropních desek. Z analýzy je dále patrné, že malá únosnost svarových spojů dolního pasu a diagonál značně znevýhodňuje příhradovou výztuž vyrobenou podle ČSN EN 10080 [6] oproti příhradové výztuži vyrobené podle [4] a [5]. Přitom je tech-


2/2009

Literatura: [1] ČSN EN 1992-1-1 Navrhování betonových konstrukcí – Část 1-1 Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby [2] ČSN EN 13747 Betonové prefabrikáty – stropní deskové dílce pro spřažené stropní systémy [3] ČSN EN 13369 Společná ustanovení pro betonové prefabrikáty [4] Stavebně technické osvědčení Z-15.1-147 DIBt ze dne 12.11.2004 BRD [5] Stavebně technické osvědčení Z-15.1-1 DIBt ze dne 18.10.2004 BRD [6] ČSN EN 10080 Ocel pro výztuž do betonu – Svařitelná žebírková betonářská ocel. 2005 [7] ČSN 420139 Ocel pro výztuž do betonu – Svařitelná žebírková betonářská ocel. 2007 [8] ČSN EN 1991-1-6 Zatížení konstrukcí – Část 1-6 Obecná zatížení – zatížení během provádění, ČNI 10/2006 [9] ČSN EN 1993-1-1 Navrhování ocelových konstrukcí – Část 1-1 – Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby, ČNI 12/2006 [10] Šmejkal J., Makovička D., Pospíšil J.: Únosnost spřažených stropních desek v montážním stádiu zmonolitnění. In Stavební obzor 9/2008, ročník 17 FSv ČVUT Praha

nologie výroby příhradové výztuže shodná. Při zdvojených svarových spojích dolního pasu a diagonál příhradové výztuže si odpovídají únosnosti příhradové výztuže vyrobené podle [4] a [5] a podle [6]. Pokud se při výrobě prefabrikovaných částí spřažené stropní konstrukce použije příhradová výztuž vyrobená podle ČSN EN 10080 [6] a pouze s jedním svarem mezi diagonálou a dolním pasem, je nutné styk posílit vložením příčné výztuže obdobně jako u obr. 7. Tento příspěvek vznik též za podpory výzkumného záměru MSM 6840770001 prostřednictvím konzultací s prof. Ing. Jaroslavem Procházkou, CSc. Ing. Jiří Šmejkal, CSc. ŠPS-statická kancelář Lísková 10, 312 16 Plzeň tel.: 739 613 929, fax: 602 461 064 e-mail: [email protected]

65

SPEKTRUM SPECTRUM

ODBORNÁ

EXKURZE

VLASTIMIL ŠRŮMA Po velkém ohlasu první z „velkých“, mimoevropských odborných exkurzí ČBS, jejíž tři běhy přivedly na stavby Dubaje a Abu Dhabi v SAE v průběhu roku 2008 na 150 stavebních odborníků z ČR ale i ze Slovenska, padla volba cíle již osmé odborné exkurze na oblast Perlové řeky na jihu Číny. V průběhu ledna a února 2009 absolvovaly již dvě skupiny účastníků osmidenní obsažný program, během něhož měli možnost seznámit se s rozestavěnými projekty i nedávno zprovozněnými stavbami ve městech Guangzhou (Kanton), Shenzhen, Hongkong a Macao. Zatímco Guangzhou a Shenzhen (i nedaleké Dongguan, Huizhou a Zhuhai) jsou překotně rostoucími jihočínský-

ČBS – HONGKONG 2009 mi městy v konurbaci ústí Perlové řeky, které se právem přezdívá „dílna světa“ a která dnes vedle Pekingu a Šanghaje představuje nejvyspělejší oblast Číny, Hongkong, který je už léta politicko-hospodářským fenoménem sám o sobě, zápasí o budoucí podobu svého místa na jihoasijském výsluní v určitém rozpolcení mezi touhou zachovat si svou kosmopolitní jedinečnost a pragmatickou potřebou opřít se hospodářsky o rostoucího čínského obra na pevnině, jehož je od roku 1997 nedílnou součástí. Výsledkem všech těchto pohybů a pnutí je zcela mimořádná dynamika vývoje celé oblasti, která měřena růstem HDP na obyvatele vysoko překračuje i tak imponující celočínský průměr a která s sebou nese i ohromující rozvoj stavební, ať už v podobě kvalitní dopravní infrastruktury nebo

1a Tab. 1 CITIC Plaza v Guangzhou – základní údaje Výška budovy Počet podlaží Podlahová plocha Celkové náklady Doba výstavby Investor/developer Architekt Statika a projekt Dodavatel Materiál nosné konstrukce Využití

66

v počtu a úrovni postavených budov, ve vysokém procentu výškových. Exkurze zahrnovala především nové budovy a další stavby ve východní, moderní části Guangzhou (CITIC Plaza, Expo Center, Science Center, Guangzhou TV Tower, oblast CBD: West Tower, Opera House, Guangdong Museum, Pearl River Tower, Grandview Mall, Liede Bridge aj.), dále výstavbu obou center Shenzhenu (Shun Hing Square, Kingkey Finance Centre, New Library, New Concert Hall). Další dny byly věnovány význačným mostům a budovám v Hongkongu (Stonecutters Bridge, mosty Tsing Ma a další na Lantau Link, tunely pod Victoria Harbour, budovy a komplexy Nina Tower, Union Square + ICC, Highcliff, Central Plaza, HSBC Tower aj.) a jednodenní návštěvě nových staveb v Macau (mj. TV Tower, Grand Lisboa Tower a The Venetian). Omezený rozsah tohoto článku umožňuje jen stručný komentář k nejvýznamnějším navštíveným stavbám. CITIC PLAZA V GUANGZHOU Na počátku 90. let minulého století byla zahájena intenzivní výstavba nové správní a administrativní čtvrti Tianhe, cca 15 km východně od historického centra Guangzhou. Symetricky řešenému území délky 2,5 km vévodí od roku 1997 budova CITIC Plaza, která je s výškou 391 m stále ještě nejvyšší plně zprovozněnou betonovou budovou světa (obr. 1) a celkově osmým nejvyšším světovým mrakodrapem. CITIC je zkratka China International Trade and Investment Corporation, státní organizace založené z podnětu Teng Siaopchinga už v roce 1979 k podpoře investic do Číny a k rozvoji řízeného kapitalismu co nejbližšího úspěšnému Hongkon1b

391 m (střecha 322 m, nejvyšší patro 297 m) 80 NP, 2 PP 147 000 m2 (typické podlaží 2190 m2) 286 mil. USD 1993 až 1997 Kumagai SMC Development Ltd. Dennis Lau & Ng Chun Man Architects & Engineers Maunsell Consult. Asia Ltd. Hong Kong Construction Ltd. (býv. Kumagai Gumi Join Venture) Beton: ŽB jádro, obvodové ŽB sloupy, betoopé= stropy Podium – shopping mall (1. až 3. NP) a konferenční prostory (4. a 5. NP), kanceláře (6. až 80. NP), sky lobby (47. a 48. NP) BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2/2009

SPEKTRUM SPECTRUM

gu v těsném sousedství. Budova CITIC Plaza se jako sídlo této organizace stala i architektonicky symbolem současného čínského ekonomického rozmachu. Pro návrh a výstavbu byly vybrány hongkongské firmy, pro snížení nákladů bylo ovšem použito místních materiálů a výrobků. K relativně nízkým stavebním nákladům i následným nákladům na údržbu vedly i kompaktnost a tvar budovy. Architektonické řešení budovy je obecně velmi uznávané. Má střízlivý, jakoby „nečínský”, nadčasový design, mohla by stejně tak jako v Guangzhou klidně stát v Hongkongu nebo v USA. Komplex dotvářejí dvě rezidenční budovy (serviced apartments) o třiceti osmi patrech a nákupní centrum o čtyřech podlažích půlkruhového půdorysu (na střeše soukromá zahrada s bazénem atd.), kterým jsou všechny tři budovy CITIC Plaza propojeny do jednoho působivého celku. Vlastní věž CITIC Plaza má za půdorys čtverec o straně cca 47 m. Svislý nosný systém budovy tvoří osmiúhelníkové železobetonové jádro o průměru cca 25 m a obvodové železobetonové sloupy probíhající na celou výšku budovy. Sloupů je vždy pět symetricky na každé straně, z toho tři vnitřní sloupy mají rozměr 1,5 x 1,5 m, větší sloupy krajní („megacolumns”) rozměru 2,5 x 2,5 m jsou odsazeny 6,5 m od rohů budovy. Ve třech výškových úrovních jsou tyto megasloupy spojeny s jádrem mohutnými, diagonálně vedenými železobetonovými stěnovými ztužidly. Mohutné železobetonové obvodové nosníky výšky 1,05 m svými rozpětími 7,5 až 9 m vymezují základní šířkové členění kanceláří. Prodejní cena těchto kanceláří se pohybuje od 55 do 65 tis. Kč/m2. Jsou obsazeny kromě čínských zejména japonskými firmami.

Tab. 2 Dvacet nejvyšších dokončených a rozestavěných budov v Číně (březen 2009) Poř. 1 Poř. 2 01 02 03 01 04 05 06 07 08 09 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

02 03 04 05 06

07 08 09

Budova Shanghai Tower Goldin Finance 117 Shanghai World Financial Center International Commerce Centre Jialing Fanying Nanjing Greenland Financial Center Kingkey Finance Tower West Tower JW Marriott Int‘l Finance Center Jin Mao Tower Two Int‘l Finance Center CITIC Plaza Eton Place Dalian Tower 1 Hang Lung Plaza Tower 1 Shung Hing Square Central Plaza Bank of China Tower The Pinnacle Sino-Steel International Tower Gezhouba International Plaza

Město Šanghaj Tianjin Šanghaj Hongkong Chongqing

Stav U/C U/C O/P U/C U/C

Rok 2014 2014 2008 2010 2014

Výška 632 600 492 484 455

Materiál smíšený smíšený smíšený smíšený smíšený

Využití smíšené smíšené smíšené smíšené smíšené

Nanjing

T/O

2009

450

smíšený

smíšené

Shenzhen Guangzhou Chongqing Šanghaj Hongkong Kanton Dalian Shenyang Shenzhen Hongkong Hongkong Guangzhou Tianjin Wuhan

U/C T/O U/C O/P O/P O/P U/C U/C O/P O/P O/P U/C U/C U/C

2011 2009 2010 1999 2003 1997 2013 2014 1996 1992 1989 2011 2011 2011

439 438 431 421 415 390 388 384 384 374 367 360 358 350

smíšený smíšený smíšený smíšený smíšený beton smíšený smíšený smíšený beton smíšený smíšený smíšený smíšený

smíšené smíšené smíšené smíšené smíšené kanceláře smíšené smíšené smíšené kanceláře smíšené smíšené smíšené smíšené

Pozn.: O/P - v provozu, T/O - dokončená hrubá stavba, U/C - ve výstavbě

také pod názvem New Pearl River City má být dokončen do roku 2015 (obr. 2). Jeho součástí nebudou jen administrativní budovy pro úřady, finanční instituce a obchodní společnosti. Komplexní urbanistické řešení zahrnuje i množství objektů kulturních, zařízení pro volný čas, bytové domy – to vše obklopené parky s jezery a kanály, pod nimiž vzniká síť nákupních pasáží a rozsáhlých parkovacích prostor. To vše má, ač situováno v Gungzhou, sloužit k rozvoji celé oblasti ústí Perlové řeky. New Pearl River City se má stát se svými ikonografickými budovami navrženými světově proslulými architekty a inženýry také další atrakcí přitahující do Guangzhou množ-

ství turistů z okolní Číny a ze zahraničí. Celková plocha rozestavěného území činí 6,6 km2, budované objekty by měly poskytovat přes 13 mil. m2 podlahových ploch. Území je rozděleno do patnácti funkčních zón s celkem 405 pozemky různého určení. V rozsahu všech zón byla předem vybudována špičková infrastruktura, od přívodu energií, vody atd. až po kapacitní, vysokorychlostní telekomunikační a počítačové sítě. Oblast je jedním obrovským staveništěm, na němž rostou desítky objektů současně. Budovaná hlavní uliční síť má podobu 60 m širokých bulvárů, na něž jsou postupně napojovány linky MHD, pod čtvrtí se křižují dvě linky metra.

2

N O V É A D M I N I S T R AT I V N Í C E N T R U M V GUANGZHOU Od počátku 21. století se směrem na jih od moderní čtvrti Tianhe buduje nová obchodní čtvrť (CBD – Central Business District). Tento velkolepý projekt známý

Obr. 1 CITIC Plaza v Guangzhou: a) celkový pohled, b) půdorysné schéma typického podlaží Obr. 2 New Pearl River City – vizualizace nového administrativního centra Guangzhou BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2/2009

67

SPEKTRUM SPECTRUM

3a

3b

Tab. 3 West Tower v Guangzhou – základní údaje Výška budovy Počet podlaží Podlahová plocha Celkové náklady Doba výstavby Investor/developer Architekt Statika a projekt Dodavatel Materiál nosné konstrukce Využití

438 m (střecha 438 m, nejvyšší patro 432 m) 103 NP, 4 PP 448 000 m2 (typické podlaží 2190 m2) 750 mil. USD 2005 až 2009 Guangzhou Urban Construction and Development Co. Ltd. Wilkinson Eyre Architects Arup a South China Design Institute Guangzhou Construction Group a China State Construction Engineering Corp. Smíšený: ŽB jádro, obvodová mřižovina z ocelových trub vyplněných betonem Smíšené: konferenční centrum (1. až 4. NP), kanceláře (5. až 69. NP), Four Seasons Hotel (70. až 98. NP), vyhlídková plošina (99. a 100. NP)

3c

3d

68

WEST TOWER V GUANGZHOU Současnou dominantou budovaného New Pearl River City je 438 m vysoká West Tower – první z původně zamýšlených dvou mrakodrapů-dvojčat, které mají tvořit jakousi vstupní bránu do nové čtvrti z jihu od Perlové řeky (stavba druhé, „východní“ věže, ještě nebyla zahájena, není zatím rozhodnuto ani o její podobě). Hrubá stavba West Tower byla dokončena v závěru roku 2008 (obr. 3) a mrakodrap má být zprovozněn ještě v letošním roce. West Tower má v půdorysu tvar sférického trojúhelníku s výrazně zaoblenými rohy, jehož rozměry se navíc po výšce mění. To snižuje odpor větrů vanoucích obvykle ve směru západ-východ a posiluje energetickou úspornost budovy, která je vybavena dvojitým transparentním pláštěm s automaticky aktivovanými žaluziemi. West Tower je jednou z prv-

Obr. 3 West Tower v Guangzhou a) celkový pohled od Perlové řeky, b) mřížovina obvodových sloupů a plášť budovy, c) betonáž jádra a montáž sloupů, d) schéma nosné konstrukce Obr. 4 Guangzhou TV Tower a) celkový pohled, b) vizualizace Náměstí severního pólu ve výši 450 m, c) montáž mřížoviny sloupů u vrcholku věže

ních významných budov v Číně, která je již navržena podle nové normy Navrhování energetické účinnosti veřejných budov platné od roku 2005. Cílem je razantně snížit dosavadní enormní energetickou spotřebu veřejných budov v Číně, která je obecně 10krát vyšší než u běžných bytových domů. Nosný systém mrakodrapu je smíšený: železobetonové jádro s radiálně uspořádanými hlavními nosnými stěnami je doplněné v oblasti supervysokých budov zcela novým prvkem – masivní obvodovou mřížovinou z ocelových, betonem vyplněných trub vedených ve dvou osnovách, ukloněných od svislé cca pod úhly 12° na jednu a na druhou stranu (obr. 3b a d). Jako materiál jádra byl použit vysokopevnostní samozhutnitelný beton krychelné pevnosti 100 MPa (HSC SCC C100), který byl čerpán v jednom kroku na celou výšku budovy (obr. 3c).


2/2009

SPEKTRUM SPECTRUM

GUANGZHOU T V TOWER V ose čtvrti Tianhe District a New Pearl River City, ovšem už na jižním břehu Perlové řeky, je dokončována stavba nejvyšší televizní věže světa, 618 m vysoké Guangzhou TV & Sightseeing Tower (obr. 4). Po svém otevření plánovaném na přelom 2009 a 2010 se bude jednat (po Burj Dubai v Dubaji) o druhou nejvyšší veřejnosti přístupnou umělou stavbu světa. Vysílač v Guangzhou překoná o 65 m dosud nejvyšší televizní věž, CN Tower v Torontu (553 m). Jak ovšem naznačuje druhá polovina zatím neoficiálního názvu stavby, věž v Guangzhou má multifunkční využití. Na komunikačním železobetonovém jádru je nad sebou po výšce věže postupně „navěšeno“ pět veřejnosti přístupných sekcí, vlastně několikapatrových budov: • konferenční a výstavní prostory navazující výškově na pódium – do 30 m, • vyhlídkové patro, obchody, kavárna, herna a dvě patra „4D“ multikina – celkem šest podlaží mezi 92 a 126 m, • vyhlídkové patro, visutá zahrada, restaurace a technické patro – pět podlaží mezi 153 a 180 m, • blok technických pater – čtyři podlaží mezi 330 a 356 m, • dvě vyhlídková patra, dvoupatrová otáčivá restaurace, VIP restaurace, tlumič kmitání a pět technických/telekomunikačních pater – celkem jedenáct podlaží mezi 380 a 440 m. Jednotlivé sekce budou „klimaticky“ odlišné: nejnižší tropickou zónu vystřídají směrem nahoru poušť, tundra atd. až po „Náměstí severního pólu“, jak je zatím nazývána velká, skloněná, otevřená vyhlídková plošina na vrcholku spodní části věže ve výšce 440 až 454 m. Nad ní se bude až do výšky 618 m vypínat ocelová konstrukce vysílacího stožáru, v jehož spodní části má být umístěna tzv. gravity ride, adrenalinová pouťová atrakce

„Tower of Terror“ s prstencem padajícím po vymrštění do úrovně 500 m volným pádem zpět do 450 m. Rozsáhlé pódium ukrývá komunikační napojení věže na metro a autobusy, ale i budoucí nové muzeum města Guangzhou, food court, obchody a parking pro šest set aut. V úseku zúžené střední části věže se nachází mezi úrovněmi cca 180 a 380 m „open-air skywalk“, spirálový chodník, po němž mohou návštěvníci vlastními silami vystoupat 200 výškových metrů cesty na vrcholek věže. Návštěvnost věže se očekává v řádu 10 000 osob denně, prvními návštěvníky by měli být hosté Asijských sportovních her 2010. Cílem architekta bylo navrhnout věž originálního tvaru i konstrukčního řešení, které by využívalo jak současných možností výpočetní techniky, tak i možností materiálových a technologických. Výsledkem je stavba ve tvaru hyperboloidu, po jehož řídících elipsách ležících v úrovni terénu a ve výšce 450 m rotují přímkové spojnice – vlastně obvodové sloupy vytvářející jednu ze tří osnov plošné mřížoviny trub pláště. Sklon těchto „povrchových přímek“ hyperboloidu určuje rozměr zúžení (a míru nutného materiálového zhuštění) střední části, pasu věže. Hlavní osy elipsy měří 45 m nahoře, 27 m v pase a 60 m dole. Betonové jádro věže je svislé, vůči středu elips excentrické a má oválný průřez s osami 18,6 a 15,6 m. Celkem dvacet čtyři trub sloupů je přímkových a ukloněných, což dodává věži dynamický efekt rotace. Jsou „nejhustší“ v pase věže, směrem výše jsou opět „řidší“, a navíc se směrem vzhůru kontinuálně zmenšuje jejich průměr. U paty věže je průměr sloupů 2 m (tloušťka plechu 50 mm), u vrcholu věže mají sloupy průměr 1,1 m (tloušťka plechu 30 mm). Jsou svařovány z úseků 3,7 m dlouhých a jsou vyplněné betonem. Vzájemná vzdálenost celkem 46 prstenců, které tvoří druhou

Tab. 4 Guangzhou TV & Sightseeing Tower – základní údaje Výška budovy Počet podlaží Podlahová plocha Celkové náklady Doba výstavby Investor/developer Architekt Statika a projekt Materiál nosné konstrukce Využití

4a

4b 4c

618 m (střecha 454 m, nejvyšší patro 430 m) 37 NP, 2 PP 144 000 m2 350 mil. USD 2005 až 2009 Město Guangzhou IBA - Information Based Architecture (Mark Hemel a Barbara Kuit) Arup Smíšený: ŽB jádro, ocelové sloupy vyplněné betonem a ocelová vestavěná patra Smíšené: TV vysílač, vyhlídková věž, kulturní a zábavné zařízení


2/2009

69

SPEKTRUM SPECTRUM

5a

5b

5c

osnovu mřížoviny pláště, se rovněž zmenšuje směrem k pásu věže – ztužení se kumuluje do místa nejmenšího momentu setrvačnosti. Prstence jsou ve sklonu 15°. Třetí „osnovu“ pláště tvoří diagonály, které mají konstantní průměr 800 mm a jsou tvořeny přímými trubkami vevařenými mezi sousední sloupy. Prstence jsou umístěny na vnitřním obvodu sloupů, mají rovněž průměr 800 mm, ale jejich trubky jsou individuálně zakřiveny. Plášť věže obsahuje celkem 1 100 styčníků individuální geometrie ale shodného konstrukčního řešení. Celková hmotnost oceli včetně stožáru činí 40 000 t. Věž je navržena na zemětřesení 8. stupně, tajfun 12. stupně a na dobu životnosti 100 let. STONECUTTERS BRIDGE V HONGKONGU Nedostatek prostoru a s tím spjaté vysoké ceny pozemků vytlačují v Hongkongu již řadu let novou výstavbu z historicTab. 5 Budova ICC v Hongkongu – základní údaje 484 m (střecha 483 m, nejvyšší patro 476 m) Výška budovy 118 NP, 4 PP Počet podlaží 262 000 m2 Podlahová plocha 2002 až 2010 Doba výstavby Sun Hung Kai Properties Investor/developer Kohn Pedersen Fox Associates + Wong & Ouyang (HK) Ltd. Architekt Arup Statika a projekt Smíšený: ŽB jádro, 4 x 2 ocelobetonové megasloupy, spřažené stropy Materiál nosné konstrukce Smíšené: podium – konferenční centrum (1. až 4. NP), technická patra (5. až 9. , 48. až 50., 76. až 78., 102. až 104. NP), skylobby (51. a 52. NP), Využití kanceláře (10. až 99. NP), vyhlídková plošina (100. NP), Ritz-Carlton Hotel od 425 m (101. a 105. až 118. NP)

70

kých území Hong Kong Island a Kowloon severním směrem do nejmladší a nejméně zastavěné části Hongkongu, do New Territories. Město Sha Tin ve východní části New Territories se rychle rozrůstá a navíc se připravují propojení Hongkongu s Shenzhenem a v budoucnu i s Macaem a aglomerací města Zhuai za zálivem ústí Perlové řeky. Hongkong potřebuje další kapacitní propojení těchto oblastí a výsledkem je koridor M8, jehož součástí je i rozestavěný Stonecutters Bridge (obr. 5), v současnosti zavěšený most s druhým největším rozpětím hlavního pole (1018 m) na světě. Díky vstřícnosti společnosti VSL Hong Kong bylo účastníkům exkurze umožněno podívat se na stavbu, zblízka si prohlédnout výstavbu vodorovné nosné konstrukce, několik šťastlivců mělo možnost vyjet až na vrcholek jednoho z 298 m vysokých pylonů. Most Stonecutters je inženýrské dílo mimořádné svými rozměry, rozsahem navazujících příjezdových ramp a souvisejících konstrukcí i technickou a technologickou úrovní svých jednotlivých částí. Efektivně v sobě kombinuje části betonové, ocelové a spřažené, na mnoha detailech jsou použity kompozitní materiály a ušlechtilé kovy. V souladu s konfigurací lokality jsou některé jeho části budovány na skružích, hlavní pole je převážně montováno letmo s vyvěšováním na závěsy. Díky dokumentárnímu filmu TV kanálu Discovery [1] se obecně známým stalo i mimořádně náročné zdvihání dvou úseků mostovky dlouhých 88 m, „rekordní“ hmotnosti až 4 000 t v blízkosti obou pylonů ([2] až [5]). U N I O N S Q U A R E A I N T E R N AT I O N A L COMMERCE CENTRE V HONGKONGU Nová nejvyšší budovaná budova Hongkongu, 484 m vysoký mrakodrap ICC (International Commerce Centre), je součástí projektu Union Square, který vyrostl od roku 2003 na špičce poloostrova Kowloon jako určitá protiváha areálu International Finance Centre naproti přes Victoria Harbour na ostrově Hongkong. Union Square je jedním z nejpozoruhodnějších ve městě vyrůstajících komplexů, které v sobě slučují dnes už od určité úrovně málem „povinné“ funkce bydlení, nákupních a stravovacích možností, pohodlné dopravní obslužnosti (ať už parkovacími prostory, nebo blízkostí linek MHD), prostoru a zařízení pro relaxa-


2/2009

SPEKTRUM SPECTRUM

ci a kulturu a to vše v exkluzivním balení kultivované zeleně a atraktivní lokality (obr. 6). Celková podlahová plocha budov Union Square bude činit 1,09 mil. m2, z čehož činí 608 tis. m2 byty (5 900 bytů), 167 tis. m2 hotelové pokoje a „serviced apartments“ (2 200 a 2 500 jednotek) a 230 tis. m2 kancelářských prostor. Z čtyřpatrového pódia, v němž je umístěna kromě nákupního střediska, garážových a parkovacích prostor a technické infrastruktury i stanice rychlovlaku na letiště s možnosti check-in odbavení, vyrůstá celkem patnáct obytných a administrativních mrakodrapů výšky 140 až 270 m dokompletovaných majestátní budovou ICC. Jednotlivé mrakodrapy jsou uspořádány po obvodě komplexu a vlastní „náměstí“ Union Square má tak podobu jakési visuté zahrady – sofistikovaně komponovaného prostoru na střeše pódia, ze všech stran chráněného hradbou výškových budov. Budova ICC navržená architektonickou kanceláři Kohn Pedersen Fox Assoc. bude po svém zprovoznění plánovaném na rok 2010 pravděpodobně pátým nejvyšším světovým mrakodrapem a druhou nejvyšší budovou v Číně (tab. 2). Spolu s věží 2nd IFC Césara Pelliho (415 m) však již dnes vytvoří jakousi vizuální bránu při vjezdu do Hongkongu od západu. Literatura a informační zdroje: [1] Film Stonecutters Bridge: Hongkong. Discovery TV Channel, listopad 2006 [2] Kite S., Hussain N.: Challenges in the Construction of Stonecutters Bridge. Sb. IABSE sympózia, Budapešť, 2006 [3] Kite S., Hubert I., Venetz Ch.: Stonecutters Bridge – Latest Construction Challenges. Sb. IABSE sympózia, Weimar, 2007 [4] Morgenthal G., Sham R.: Construction Engineering for Stonecutters Bridge: Concrete Backspans and Steel Deck Heavy Lift. Sb. 17. IABSE kongresu, Chicago, 2008 [5] Kite S., Hussain N., Tapley M., West B. W., Sham R.: Stonecutters Bridge – Main Span Erection,. Sb. 17. IABSE kongresu, Chicago, 2008 [6] Podklady serveru Emporis (www.emporis.com) [7] Podklady serveru SkyscraperCity (www.skyscrapercity.com)

Z ÁV Ě R Ani jihočínské „dílně světa“ se nevyhnuly odbytové potíže, plynoucí z náhlého poklesu objednávek spotřebního zboží a průmyslových polotovarů daného finanční a hospodářskou krizí USA, Západní Evropy ale např. i Jižní Koreje. Od října 2008 byla v deltě Perlové řeky omezena, nebo dokonce i zastavena výroba v tisících provozovnách a řádově až 9 milionů lidí zde ztratilo v závěru roku práci. Růst HDP Číny, který činil v letech 2003 až 2007 10 až 11,5 %, poklesl v roce 2008 na 9 % a očekává se jeho další dramatický propad na úroveň 6 až 6,5 %. Opticky stále ještě vysoký růst znamená v případě Číny prudký pokles z předchozích hodnot s řadou dramatických následků, jejichž rozměr si v ČR stěží dokážeme představit. Propuštění hrozí až 200 milionům sezónních a přechodně zaměstnaných dělníků původem ze zemědělského vnitrozemí, kteří pracují v deltě Perlové řeky a v dalších rozvinutých průmyslových městech podél východního pobřeží. Očekává se, že cca 50 mil. z nich se skutečně vrátí na venkov. Vedení země se snaží čelit hrozbě masového pohybu obyvatelstva, ztrátě pracovní a sociální perspektivy desítek milionů lidí a z toho hrozícím nepokojům mimořádnými finančními injekcemi do vytváření nových pracovních míst, především ve výstavbě bytů a dopravní infrastruktury. V letech 2009 a 2010 bude do bytových domů, silnic, železnic, letišť atd. investováno navíc 4 biliony jüanů (cca 586 mld. USD). Další opatření (snížení odvodu DPH od 1. ledna 2009, zvýšení min. mzdy aj.) mají posílit i kupní sílu obyvatelstva, což je pro budoucí rozvoj země zcela zásadní podmínkou. Čína je obrovská, lidnatá, mocná země. Jak její stávající finanční prostředky a rezervy (jen státních dluhopisů USA vlastní dnes Čína za více než 1,5 bil. USD!), tak především nezměrný energetický a lidský potenciál dávají záruku víc než solidního překonání současné globální hospodářské „krize“ a dalšího robustního rozvoje v budoucnosti. Účastníci exkurze Hon-

6a

6b

gkong 2009 se o tom mohli přesvědčit jak prostřednictvím počtu a imponující úrovní navštívených staveb, tak především z podivuhodné energie, kterou doslova vyzařují dnešní ulice jihočínských měst a tváře jejich obyvatel.

Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA Výkonný ředitel ČBS e-mail: [email protected] www.cbsbeton.eu

6c 6d

Obr. 5 Most Stonecutters: a) vizualizace, b) pylon, c) montáž nosné konstrukce Obr. 6 Union Square a budova ICC v Hongkongu: a) vizualizace, b) celkový pohled z jihu, c) náměstízahrada na střeše komplexu, d) plášť budovy


2/2009

71

AKTUALITY TOPICAL

SUBJECTS

SEMINÁŘE, SEMINÁŘE,

KONFERENCE A SYMPOZIA

KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR

MOST Y 2009 14. mezinárodní sympozium • Výstavba, správa a údržba mostních objektů v ČR • Mosty v Evropě a ve světě • Mosty v ČR – věda a výzkum • Mosty v ČR – projekty a realizace mostních staveb Termín a místo konání: 23. a 24. dubna 2009, hotel Voroněž, Brno Kontakt: e-mail: [email protected], www.sekurkon.cz N EROSTN É SU ROVI NY P RO EVROP U Mezinárodní konference Termín a místo konání: 28. a 29. dubna 2009, hotel Praha, Praha Kontakt: [email protected], www.tezebni-unie.cz SANACE 2009 19. mezinárodní sympozium • Stavební průzkum, diagnostika, projektování, monitoring • Sanace a zesilování betonových konstrukcí – metody – technologické postupy – příklady • Statická spolehlivost objektů a aplikace principů trvale udržitelného rozvoje • Vady a poruchy betonových konstrukcí, kvalita a trvanlivost sanací • Technické, ekonomické, legislativní a ekologické aspekty sanací betonových konstrukcí • Progresivní materiály a technologie pro sanace betonu Termín a místo konání: 13. až 15. května 2009, Brno, Rotunda pavilonu A, Brněnské výstaviště Kontakt: e-mail: [email protected], tel.: 541 421 188, mob.: 602 737 657, fax: 541 421 180, www.sanace-ssbk.cz N ICOM3 – NANOTECH NOLOGY I N CONSTR UCTION 3. mezinárodní sympozium nanotechnologie ve stavebnictví • Nanostructure Characterization • Innovations, Energy Savings and Sustainable Development • Self-cleaning, TiO2 and Health Hazards of Nanoparticles • Multiscale Modeling • Metrology, Sensor Technologies and Probabilistic • Nanoadditives • Nanofilaments, Fibers and CNT • CNT, Coatings, Foams and Aerogels • Cement Hydration and UHPC • Alternative Aluminosilicate Binders Termín a místo konání: 31. května až 2. června 2009, Praha Kontakt: e-mail: [email protected], www.conference.cz/nicom3/ F I B R E CONCR ETE 2009 5. mezinárodní konference • Výzkum • Technologie • Navrhování • Aplikace • Vláknobetony a udržitelný rozvoj Termín a místo konání: 17. až 18. září 2009, Praha, Masarykova kolej Kontakt: e-mail: [email protected], http://concrete.fsv.cvut.cz/fc2009 P R EFAB R I K ACE A B ETONOVÉ DÍ LCE 2009 5. konference Termín a místo konání: 20. a 21. října 2009, Pardubice Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected] VODN Í PAP RSEK 2009 – V Ý ZKU M, V Ý VOJ, AP LI K ACE Konference Termín a místo konání: 4. a 5. listopadu 2009, Ostrava Kontakt: e-mail: [email protected] B ETONÁŘSKÉ DNY 2009 16. mezinárodní konference Termín a místo konání: 25. a 26. listopadu 2009, Hradec Králové Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected]

ZAHRANIČNÍ

KONFERENCE A SYMPOZIA

ITA-AITES WOR LD TU N N EL CONGR ESS Kongres a veletrh Termín a místo konání: 23. až 28. května 2009, Budapešť, Maďarsko Kontakt: e-mail: [email protected], www.bcwtc.hu

72

CONCR ETE: 21ST CENTU RY SU P ER H ERO fib sympozium • Sustainability, Durability • Materials, Structure & Construction • Design & Analysis Termín a místo konání: 22. až 24. června 2009, Londýn, Velká Británie Kontakt: fib group UK, c/o The Concrete Society, e-mail: [email protected], www.fiblondon09.com CONCR ETE SOLUTIONS 3. mezinárodní konference • Electrochemical Repair of Structures • Repair with Composites • Testing and Inspection • Repair with Sprayed Concrete • Repair Strategy and Whole Life Costing Termín a místo konání: 29. června až 2. července 2009, Padova/ Benátky, Itálie Kontakt: e-mail: [email protected], www.concrete-solutions.info CON MAT’09 Konference • Performance of Materials • Specialized Materials • Operation, Maintenance and Repairs • New Design Methods Termín a místo konání: 24. až 26. srpna 2009, Nagoya, Japonsko Kontakt: www.jci-web.jp/conmat09/index.html SUSTAI NAB LE I N F R ASTR UCTU R E 33. IABSE sympozium • Planning • Analysis and Design • Execution, Operation, Monitoring, Maintenance and Repair • Disaster Prevention and Mitigation • Computational Methods and Software • Innovative Materials, Design, Construction and Operation that promote Environmental Quality, Resource Efficiency, Economic Vitality and Public Safety Termín a místo konání: 9. až. 11. srpna 2009, Bangkok, Thajsko Kontakt: [email protected], www.iabse.org/conferences/ bangkok2009/index.php I NOVATIVE CONCR ETE TECH NOLOGY I N P R ACTISE 5. středoevropský kongres CCC Termín a místo konání: 24. až 25. září 2009, Baden, Rakousko Kontakt: e-mail: [email protected], www.CCC2009.at B ETONTAG 2010 Rakouské betonářské dny Termín a místo konání: 22. a 23. dubna 2010, Vídeň, Rakousko Kontakt: www.ovbb.at CODES I N STR UCTU R AL ENGI N EER I NG – DEVELOP M ENTS AN D N EEDS FOR I NTER NATIONAL P R ACTISE IABSE – fib konference Termín a místo konání: 3. až 5. května 2010 Kontakt: www.iabse.org/conferences/Dubrovnik2010/ TH I N K GLOBALLY B U I LD LOCALLY 3. mezinárodní fib kongres a sympozium Termín a místo konání: 29. května až 2. června 2010, Washington, USA Kontakt: www.fib2010washington.com CONSEC’10 – CON F ER ENCE ON CONCR ETE U N DER SEVER E CON DITIONS 6. mezinárodní konference Termín a místo konání: 7. až 9. června 2010, Mérida, Yucatán, México Kontakt: www.consec10.com CONCR ETE ENGI N EER I NG FOR EXCELLENCE AN D EF F ICI ENCY fib sympozium Termín a místo konání: 6. až 8. června 2011, Praha Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected]


2/2009

Vaše spojení s vývojem nových technologií TECHNOLOGIE • manipulace s těžkými břemeny • výsuv mostních konstrukcí • letmá betonáž • mostní segmenty • bezesparé předpínané podlahy • šplhavé a posuvné bednění DODATEČNÉ PŘEDPÍNÁNÍ • konstrukcí budov • mostních konstrukcí • sil, nádrží, zásobníků • mostní závěsy GEOTECHNIKA • opěrné stěny • trvalé zemní kotvy PRODUKTY • závitové tyčové systémy • mostní ložiska

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

Stavební průzkum, diagnostika, projektování, monitoring. Sanace a zesilování betonových konstrukcí - metody - technologické postupy - příklady. Statická spolehlivost objektů a aplikace principů trvale udržitelného rozvoje. Vady a poruchy betonových konstrukcí, kvalita a trvanlivost sanací. Technické, ekonomické, legislativní a ekologické aspekty sanací betonových konstrukcí. Progresivní materiály a technologie pro sanace betonu.

2009 M ATERIÁLY A TECHNOLOGIE

Recommend Documents