2012 POZEMNÍ STAVBY

1/2012

POZEMNÍ STAVBY

SPOLEČNOSTI A SVAZY PODPORUJÍCÍ ČASOPIS

CO NAJDETE V TOMTO ČÍSLE

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

8/

MIURA HOTEL

VYNIKAJÍCÍ BETONOVÉ KONSTRUKCE V ČESKÉ REPUBLICE

40 /

/3

POROVNÁNÍ KONSTRUKCE NAVRŽENÉ S VYZTUŽENÍM BĚŽ NOU BETONÁŘSKOU VÝZTUŽÍ A POMOCÍ DODATEČNĚ PŘED PÍNANÉ VÝZTUŽE Z HLEDISKA UDRŽITELNÉHO ROZVOJE

4/

HOTEL NA NÁMĚSTÍ DOMPLATZ V HORNO-RAKOUSKÉM LINCI

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

BYTOVÝ KOMPLEX VINOHRADIS V BRATISLAVE

16 / 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

ARCH FOR PEOPLE

/ 84

/ 34

NIZOZEMSKÉ OCENĚNÍ PRO BETONOVÉ STAVBY – BETONPRIJS 2011

❚

OBSAH

CONTENT

Ú V O DNÍ K Jana Margoldová

ROČNÍK: dvanáctý ČÍSLO: 1/2012 (vyšlo dne 16. 2. 2012) VYCHÁZÍ DVOUMĚSÍČNĚ

V Ě D A A VÝ Z KU M /2 KOREKCE ÚNAVOVÝCH PARAMETRŮ BETONU S VYUŽITÍM APROXIMACÍ LOMOVĚ-MECHANICKÝCH PARAMETRŮ V ČASE

TÉMA VYNIKAJÍCÍ BETONOVÉ KONSTRUKCE V ČESKÉ REPUBLICE

/3

/4

MIURA HOTEL

Albert Pražák

/8

BETONOVÁ FASÁDA – ARCHITEKTONICKÉ OCENĚNÍ

/ 15

NIZOZEMSKÉ OCENĚNÍ PRO BETONOVÉ STAVBY – BETONPRIJS 2011

Jitka Prokopičová

/ 16

MAIN POINT KARLIN

Jiří Hejda, Martin Čvančara STEELPARK – SKATE-BOARDOVÝ PARK VE ŠVÉDSKÉM LULEA

/ 24

/ 60

SROVNÁVACÍ MĚŘENÍ VLHKOSTI STAVEBNÍCH MATERIÁLŮ

Leonard Hobst, Lucie Vodová

/ 66

STŘEŠNÍ VLÁKNOBETONOVÁ DESKA

Aneta Rainová, Michaela Frantová, Jan Vodička

/ 70

UŽITÍ DYNAMICKÉHO FAKTORU NÁRŮSTU PEVNOSTI BETONU PRO ZKRÁCENÍ DOBY TRVÁNÍ ZKOUŠEK VLÁKNOBETONOVÝCH VZORKŮ

Michal Drahorád, Marek Foglar, Pavel Veselý, Stanislav Smiřinský

/ 74

N OR M Y • JAKOS T • C E RTI FI KAC E / 34

MATE R I Á LY A T E CH N O L OG I E

K PROBLEMATICE URČOVÁNÍ PEVNOSTI BETONU V KONSTRUKCI Z RYCHLOSTI ŠÍŘENÍ ULTRAZVUKOVÉHO IMPULSU PODLE ČSN EN 13791

Jiří Brožovský

POROVNÁNÍ KONSTRUKCE NAVRŽENÉ S VYZTUŽENÍM BĚŽNOU BETONÁŘSKOU VÝZTUŽÍ A POMOCÍ DODATEČNĚ PŘEDPÍNANÉ VÝZTUŽE Z HLEDISKA UDRŽITELNÉHO ROZVOJE

Carol Hayek, Saleem Kalil

Karel Semrád, Radek Štefan

/ 32

BYTOVÝ KOMPLEX VINOHRADIS V BRATISLAVE

Július Šoltész, Iyad Abrahoim

/ 57

OPTIMALIZAČNÍ METODA PRO AUTOMATICKÝ NÁVRH VÝZTUŽE ŽELEZOBETONOVÝCH PRVKŮ

S TAV E B NÍ KO NST R U K C E HOTEL NA NÁMĚSTÍ DOMPLATZ V HORNORAKOUSKÉM LINCI

Hana Šimonová, Zbyněk Keršner, Stanislav Seitl, Dobromil Pryl, Radomír Pukl

VYDÁVÁ BETON TKS, S. R. O., PRO: Svaz výrobců cementu ČR Svaz výrobců betonu ČR Českou betonářskou společnost ČSSI Sdružení pro sanace betonových konstrukcí

/ 80

A K T U AL I TY BETONÁŘSKÉ DNY 2011

/ 69

ARCH FOR PEOPLE

/ 84

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA

/ 88

/ 40

/ 46

NEKOMPLIKOVANÁ VÝZTUŽ PRO KRÁTKÉ MONOLITICKÉ A PREFABRIKOVANÉ KONZOLY

Olga Löwitová

Miroslav Moravec

/ 54

PORU CHY B E T O NO V Ý C H K ON S T R UKCÍ POZNÁMKA K NOVÉ RUBRICE

Milada Mazurová 1/2012

❚

/ 56

R E C E N Z E KN I H BETONG-OVERFLATER (BETONOVÉ POVRCHY)

/ 37

ŽIVOT NENÍ JEN NÁHODA

/ 55

F I R E M N Í PR E Z E N TAC E Construsoft / 23 Hydropol / 33 Ing. Software Dlubal / 45 Betosan / 51 Červenka Consulting / 59 Beton University / 3. strana obálky SSBK / 3. strana obálky SVB ČR / 4. strana obálky

technologie • konstrukce • sanace • BETON

GRAFICKÝ NÁVRH: 3P, spol. s r. o. Radlická 50, 150 00 Praha 5 SAZBA: 3P, spol. s r. o. Radlická 50, 150 00 Praha 5

ADRESA VYDAVATELSTVÍ A REDAKCE: Beton TKS, s. r. o. Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 www.betontks.cz REDAKCE, OBJEDNÁVKY PŘEDPLATNÉHO A INZERCE: mob.: 604 237 681, 602 839 429 (tel. linka 224 812 906 zrušena) 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)

/ 50

ZKUŠEBNICTVÍ V PRAXI TRANSPORTBETONU A PROBLÉMY S TOUTO ČINNOSTÍ

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, Doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D., 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. 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.

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

REKTIFIKAČNÍ TYČE V BETONOVÝCH KONSTRUKCÍCH

Ivan Argay, Libor Voborský, Tomáš Hrubý, Robert Šulman, Martin Argay

VYDAVATELSTVÍ ŘÍDÍ: Ing. Michal Števula, Ph.D. ŠÉFREDAKTORKA: Ing. Jana Margoldová, CSc. PRODUKCE: Ing. Lucie Šimečková

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: Main Point Karlin, foto: Filip Šlapal, více na str. 24 BETON TKS je přímým nástupcem časopisů Beton a zdivo a Sanace.

1

ÚVODNÍK

❚

EDITORIAL

MILÉ ČTENÁŘKY A MILÍ ČTENÁŘI, zdravím Vás poprvé v novém roce 2012. Když jsem si pro tuto úvodní promluvu připravovala „klíčová slova“ napadala mne spíš taková „nebetonová“, jako překvapení, drzost, líbivost, odvaha nebo arogance. Při jedné z posledních návštěv hornorakouského Lince pro mne byl velkým překvapení pohled na novou betonovou konstrukci v těsném sousedství novogotické katedrály. Za posledních dvacet let jsem přes náměstí šla několikrát a bylo tam znát, že vhodná úprava místa není snadná. Jednu dobu byl na části náměstí upraven malý parčík. Byl příjemný, ale hodil se spíš k venkovskému kostelíku, než ke katedrále s rozměry zaoceánského parníku. A najednou tam stojí betonová stavba. Můžete uvažovat, zda je to drzost, určitě to není podbízivá líbivost, a jakou musel mít architekt odvahu, když šel do soutěže s návrhem položit na dlažbu proti důstojné a pravidelné kamenné katedrále uličnicky lehce nepravidelnou konstrukci, jakoby sestavenou z kostek velké betonové stavebnice. Při podrobnějším zkoumání se však najde řada podobností, které obě stavby spojují, byť jsou tak rozdílné. A proč by vlastně nemohly být rozdílné? Proč nemůžeme zanechat i v centru města otisk dnešní doby v podobě současných materiálů a technologií? Vždyť v řadě našich měst vedle sebe po staletí stojí domy románské, gotické, renesanční, barokní a právě pro tuto pestrost k nám přijíždí nejen turisté ale i odborníci, současní architekti a historici architektury. Je snad naše doba horší, než byla ta staletí před ní, že současné stavby jsou snáze povolovány pouze na okrajích měst a na prestižní místa v centru se dostanou jen zcela výjimečně, nebo vůbec ne? Za co se stydíme, když jinde máme sebevědomí nadbytek? V jiných oborech umění lze stále vymýšlet nová díla, která se jednoduše přidají k těm předešlým, knihy do polic knihoven, obrazy a sochy do galerií, notové a nahrané záznamy hudebních děl také nemají přehnané prostorové požadavky. Co však se současnou architekturou? Pokud máme zástavbu udržet v přiměřeném poměru k obývané ploše naší planety, je třeba to staré už nevyužívané či neodpovídající současným požadavkům zbourat, aby mohlo být postaveno něco nového. I v chráněných historických centrech měst se najdou objekty, které již ztratily svou užitnou hodnotu. Jejich strnulá ochrana spíše zakrývá těžké přiznání si, že uspořádání dobře připravené soutěže na výstavbu současného objektu s jasně a pevně danými pravidly bývá v našich českých podmínkách nad síly a schopnosti zodpovědných. Nebude ta naše stopa generacím, které teprve přijdou po nás, chybět? Budou se ptát, proč jsme si netroufli nebo zda jsme neuměli připojit k dědictví dob minulých svůj současný příspěvek. Uvedla jsem rakouský příklad, protože Rakousko je nám geograficky i kulturně nejbližší. Pestrou směsici stylů včetně prvků současné architektury však najdeme leckde v Evropě, např. Španělsko, Itálie, Německo nebo Nizozemsko. Mnohá naše města jsou krásná, ale jen historickým dědictvím, nové chybí nebo je přidáváno jen skoupě. Jak dlouho ještě budeme váhat? Předpovědi pro rok 2012 neznějí optimisticky, ale vše je relativní. Vždy se střídala léta tučnější a zase hubenější. Počátek nového tisíciletí patřil k obdobím dostatku, dostatku většího, 2

než jsme měli kdy předtím. A jak moc jsme si to uvědomovali a vážili si toho? Přiznejme si, že moc ne, spíše jsme remcali, že nejde to či ono, že se nedaří, že to není, jak bychom si představovali atd. V české kotlině brbláme vždy, vždy si něco najdeme a to si většinu těžkostí způsobujeme sami vzájemně mezi sebou a naše životní prostředí je k nám nadmíru laskavé, mírné a pohostinné. Léto, to jsou jen kratší období pořádného tepla, které většinou máme rádi – vždyť o dovolené se chceme ohřát, v zimě jsou jen někdy delší období mrazů pod –10 °C a nezvladatelné množství sněhu přijde tak jednou za dekádu nebo ani to ne. Jsou však na světě země, kde je hlavní silou, která tvrdě diktuje podmínky, příroda. Ať už se jedná o oblasti, kde vládne zima nebo naopak horko, nebo oboje, v létě vedra až 40 °C a v zimě stejné hodnoty ale s opačným znamínkem. I tam se staví, i tam projektanti a technologové vymýšlejí, jak optimálně navrhnout betonovou konstrukci, jak ji založit, když v podloží je věčně zmrzlá zem, jejíž horní metrová vrstva se během léta změní ve vrstvu bahna. Jak na tom postavit dům, most, železnici? Nebo oblasti s aktivní vulkanickou činností – přijedete tam jako turista na pár dnů a koukáte, jak to všude kolem bublá, kouří, někde i smrdí. V turistických centrech se zájmem sledujete, že se to někde nedaleko třáslo, a právě teď se to třese zase někde jinde víc, jindy míň. Místní to už jakoby nezajímá, ale to je jen zdání. Vždyť všichni jsou opakovaně cvičeni na to, jak se chovat při zemětřesení a jak při výbuchu blízké sopky skoro za humny. Stavební inženýři tam vymýšlejí konstrukční systémy, které by byly schopné to množství energie vstřebat, pohltit, přeměnit na jiný neškodný typ a ještě i ochránit lidi uvnitř budov. A co stavět konstrukce na břehu či přímo na moři, kde v každé fázi výstavby musí být odolná síle vln, které na ni bouře žene. Tak co, je tu moc zle? Je naše sklenice napůl prázdná nebo z poloviny plná? Přeji vám do nového roku vše dobré Jana Margoldová

PS. Občas se stane, že domluvený autor se omluví a jeho e-mail přijde ve chvíli, kdy už těžko získám na toto místo text od někoho jiného, ale je ještě čas sestavit do vět své poznámky. Příště už to snad vyjde.

Betonové prodloužení historického mostu v norskem Trondheimu

BETON • technologie • konstrukce • sanace

❚

1/2012

TÉMA

❚

TOPIC

VYNIKAJÍCÍ BETONOVÉ KONSTRUKCE V ČESKÉ REPUBLICE EXCELENT IN CONCRETE IN THE CZECH REPUBLIC V posledních měsících roku vyhlašují betonářské společnosti evropských zemí nejlepší betonové konstrukce postavené v jednotlivých státech v předchozích letech. Česká betonářská společnost vyhlásila vítěze Soutěže o vynikající betonovou konstrukci postavenou v letech 2009 až 2010 v ČR na 18. Betonářských dnech, které se konaly koncem listopadu 2011 v Hradci Králové (tab. 1). Čtenáři časopisu Beton TKS již měli příležitost se s většinou oceněných staveb seznámit na stránkách jeho předchozích čísel. Příspěvky o oceněných konstrukcích, které ještě nebyly v časopisu představeny, se budeme snažit připravit během nového ročníku. připravila Jana Margoldová

❚

1a 1b

Na dalších stránkách čísla najdete příspěvky o zajímavých betonových stavbách, které byly nominovány nebo se staly vítězi dalších soutěží v České republice, Nizozemsku, Rakousku a Finsku.

Obr. 1 a) Golf klub Čertovo břemeno, b) 12 Lofts Bubeneč v Praze, c) most přes Opárenské údolí na dálnici D8 nad nedotčeným údolím, d) předpjaté nádrže na pohonné hmoty Loukov – celkový pohled na stavbu ❚ Fig. 13 a) Golf club Čertovo Břemeno, b) 12 Lofts Bubeneč in Prague, c) the arch bridge over the Oparenské Walley on the D8 highway, d) prestressed concrete vassels for fuels in Loukov 1d

1c

Tab. 1 Výsledky Soutěže o vynikající betonovou konstrukci postavenou v letech 2009 až 2010 v ČR buildings and structures built during the years 2009-2010 in the Czech Republic

Vyhodnocení

Kategorie

Název stavby

Titul Vynikající betonová konstrukce

budovy

Golf klub Čertovo břemeno

Čestné uznání

budovy

Parkovací dům v areálu Telefonica O2 v Praze

Čestné uznání

budovy

12 Lofts Bubeneč v Praze

Titul Vynikající betonová konstrukce

mosty

Most přes Opárenské údolí na dálnici D8 SOKP, úsek 514 LahoviceČestné uznání mosty -Slivenec, mosty přes MÚK Strakonická a údolí Berounky Most z lehkého betonu Čestné uznání mosty SO 201 na silnici R6 Titul Vynikající tunely a ostatní Předpjaté nádrže betonová konstrukce inženýrské stavby na pohonné hmoty Loukov Čestné uznání

1/2012

❚

tunely a ostatní inženýrské stavby

Oprava TWY D na letišti Praha-Ruzyně

❚

Tab. 1

Awards for outstanding concrete

Projektant betonové Dodavatel betonové Beton TKS konstrukce konstrukce Golf klub Čertovo Skanska, a. s., Ing. Jiří Václavů, břemeno, s. r. o., Ing. arch. Stanislav Fiala Divize pozemní 5/2011 Ing. Vít Mlázovský JUDr. Petr Němec stavitelství ERSTE GROUP ŽPSV, a. s., VIN Consult, s. r. o. IMMORENT ČR, s. r. o. závod Monolity Garden Center Ing. arch. John Eisler – lehký obvodový plášť RECOC, spol. s r. o. 6/2010 Invest, s. r. o., John Eisler Architect – Styl-Comp Group Metrostav, a. s., ŘSD České republiky Pontex, s. r. o. 4/2010 Divize 5, Praha Novák & partner, ŘSD České republiky s. r. o. Skanska, a. s. 4/2010 Pontex, s. r. o. Investor

ČEPRO, a. s.

Architekt

ARTECH, spol. s r. o.

Letiště Praha, a. s.


Pontex, s. r. o.

SMP CZ, a. s.

Stráský, Hustý a partneři, s. r. o.

Metrostav, a. s., divize 6 Skanska, a. s., divize Silniční stavitelství, závod Betonové a speciální technologie

AGA-letiště, projektová kancelář, s. r. o.

4/2010

3

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E

❚

STRUCTURES

Baum

bachs

traße

Rudig Hafne

HOTEL NA NÁMĚSTÍ DOMPLATZ V HORNORAKOUSKÉM LINCI ❚ HOTEL AM DOMPLATZ IN UPPER AUSTRIAN LINZ mezi novogotickou katedrálou a historickými barokními budovami. ❚ Arguments that resulted to

Herrenstraße

rstraße

Článek popisuje důvody, které vedly město Linec k vypsaní soutěže na stavbu hotelu na náměstí announcement of hotel construction competition on a square between a neo-gothic catedral and historical baroque buildings are described in the article.

Rekonstrukce náměstí Domplatz, které přiléhá z východu k novogotickému chrámu, souvisela se zájmem radnice města rozšířit atmosféru vnitřního města z okolí hlavního náměstí Hauptplatz dále na jih. Jádrem projektu urbanistické konverze místa byla výstavba nového hotelu, který by vkusně a s elegancí zprostředkoval dialog stylově roztříštěných budov kolem stávajícího předprostoru novogotického chrámu. Ú P R AV Y M Ě S T S K É H O PROSTORU OPROŠTĚNÉ OD KOMERČNÍHO KONZUMU

Vnitřní město nebo to, co je historicky v Linci za střed města považováno, má výrazně lineární charakter. Množství lidí, kteří procházejí po hlavní ulici Landstrasse mezi náměstím Hauptplatz a ulicí Mozartstrasse, je, i ve srovnání s centry jiných rakouských měst, 4

1

velmi vysoké. Počet chodců však rychle klesá s každým metrem odchýlení se od hlavní severojižní osy města. V této situaci byla přestavba Katedrálního náměstí (Domplatz) ležícího na konci prodloužení Mozartstrasse, která zde nese jméno biskupa Rudigera, iniciátora výstavby katedrály Panny Marie v 19. století, mnohem více než jen adaptací veřejného prostranství podle změněných představ o funkci městského prostoru. Nešlo jen o to navrhnout před chrámem, jehož vlastní velikost je sama působivá a který na místě stojí už přes sto let, poprvé odpovídající prostor, nové náměstí, ale zpětně tím umožnit městu rozšířit své centrum do prostředí, které není bezprostředně spojováno s komerční spotřebou – nákupní zónou. Novogotická katedrála Panny Marie v Linci, s jejímž projektem se za-

2

Stifters

traße

Obr. 1 Hotel Domplatz Domplatz Obr. 2

Situace

❚

❚

Fig. 2

Fig. 1

Hotel

Block plan

Obr. 3 Nové vztahy na „Domplatzu“, a) západní fasáda hotelu v těsném sousedství s novogotickou katedrálou Panny Marie, b) chráněné vnější posezení na náměstí pod severovýchodním rohem hotelu, c) západní fasáda hotelu na pozadí historických barokních budov ❚ Fig. 3 New relationships on the Domplatz, a) the Western facade of the hotel within close vicinity with the neo-gothic catedral of the Virgin Mary, b) protected exterior sitting on the square at the NorthEastern corner of the hotel, c) the Western facade of the hotel on the background of historical baroque houses

čalo v roce 1855 a která byla vysvěcena v roce 1924, je největším chrámem v Rakousku. Katedrální náměstí bylo samo neuspořádané směsicí nejrůznějších slohů okolních staveb a působilo stále „nedokončeně“ i díky to-


❚

1/2012

ierstr

aße


❚

STRUCTURES

3a 3b

1/2012

❚

3c


5


mu, že původní idea vybourat všechny stavby mezi ulicemi Stiferstrasse, Hafnerstrasse, Baumachstrasse a Herrenstrasse a vybudovat zde park nebyla realizována. Místo různých soukromých zásahů, jako zřizování předzahrádek, staveb garáží ad., bylo potřeba se na prostor podívat jako na součást města. Proto byla o jeho řešení vypsána soutěž. Zadání bylo postupně rozšířeno o stavbu hotelu, podzemních garáží a revitalizaci dvou stávajících barokních budov. Startovním bodem pro novou úpravu se stala výstavba hotelu, k němuž patří i část podzemních garáží zabírajících celý prostor pod náměstím, téměř až po stěny katedrály. Pro obyvatele Lince bylo velmi překvapující, těžko představitelné a přijatelné, že to obrovské staveniště, které dokonce ukouslo ze stávajících zelených ploch, je veřejným zájmem. Dnes obě, nová budova nad

❚

STRUCTURES

zemí i část podzemní, velmi dobře zapadají do okolní různorodé zástavby, jakoby na místě stály vždycky. Přístup do podzemních garáží byl navržen samostatně z úzké Stifterstrasse. Ačkoliv výjezd z tohoto podzemního světa (který je ve velmi elegantní kombinaci odstínů bílé, matně žluté a tmavočervené) se neobejde bez nadzemní konstrukce, přijatelně decentní prosklený výtah a schodišťová věž byly umístěny v dostatečné vzdálenosti od osy symetrie katedrály, aby bezděčně nezískaly důležitější roli, než pro jakou byly navrženy. Celkový návrh náměstí vyjadřuje klidnou zdrženlivost: s výjimkou zelené plochy v severovýchodním rohu je celý prostor kolem katedrály vydlážděn světlými čtvercovými deskami. Není zdůrazněna žádná pohledová osa ani směr chůze, jen lehce je topograficky dlážděním naznačen pohyb, vol-

4a

4b 4c

6

nost užívání, což je určitou raritou v našich současných stylizovaných městských centrech. Není to jen nevyužitá, nadbytečná dlážděná plocha, ale dobře uspořádaný sled veřejných prostranství, jejichž pořadí má těsný vztah k nové budově hotelu v jihovýchodní části prostoru. Architekt umístil novou budovu postavenou na půdorysu nepravidelného obdélníka krátkou stranou na jih do Stifterstrasse a východní fasádou relativně blízko k stávajícím barokním stavbám, které uzavírají náměstí směrem do Herrenstrasse. Východní fasáda je ve směru od jihu v jedné třetině lehce ohnutá, a tím se odklání od rovnoběžky s Herrenstrasse. Úzká ulička se tak může před svým ústím do malého čtvercového náměstíčka ohraničeného novou budovou a stávajícími historickými stavbami příjemně rozšířit a překvapit za rohem krásným výhledem do otevřeného prostoru s katedrálou. Během teplé části roku užívá restaurace v renovované historické barokní budově část náměstíčka jako svou „zahrádku“ a naproti staví stoly pro své hosty personál nového hotelu. Můžete zde posedět chráněni před hlukem dopravy v prostředí,


❚

1/2012


❚

STRUCTURES

5

kde se stýkají různé epochy i měřítka. Malé měřítko barokních domů rozšířených novou konstrukcí z oceli a skla stojí proti heroickému, romantickému kolosu Mariánského dómu, manifestu rekonstrukce období, které uprostřed středověku usilovalo o své vykoupení s pomocí architektury a náročné řemeslné výroby. Umístěním hotelu jako solitéru do okrajové části prostoru a poměrně těsně ke stávající historické zástavbě se kolem něj vytvořil kruh uliček, alejí a malých náměstí, prostor Domplatzu tím byl urbanizován = zabydlen a stal se součástí centra, srdcem města. Nový hotel je sebevědomá solitérní budova na jedné straně reagující na uspořádání a výškový přesah sousedních staveb, když na druhé tvoří odezvu velmi jemné a křehké avšak dominantní konstrukci katedrály. Budova hotelu „pluje“ nad plochou náměstí, její hmota je betonovou rámovou konstrukcí rozředěna, zatímco se její tvarosloví v křížení profilů fasády směrem vzhůru stává štíhlejším a navazuje na vznosné sloupy a opěrné prvky katedrály naproti a podtrhuje tím současně sílu celku složeného z jednotlivých malých prvků. Pečlivě sesta1/2012

❚

vené prefabrikované betonové prvky fasády svou, jakoby nahodilou, nepravidelností a nepřesností maří banalitu, nudu a naopak symbolizují pevnost a sílu dovedně řezaného kamene. Vstup do hotelu je umístěn zhruba uprostřed východní fasády. Veřejné prostory, lobby, recepce, snídaňová místnost a bar jsou umístěné v přízemí s orientací do náměstí. Nálevkovité atrium, vyříznuté do kvádru hotelu, přivádí shora světlo do úzkých chodeb a opakuje téma transparentnosti a otevřenosti v interiéru. Hotelové pokoje jsou prostorné, vzdušné, se zasklením na celou výšku podlaží nabízejí intenzivní zážitek těsné sounáležitosti s katedrálou a nejbližším okolím.

kouska pro umění za rok 2010 „Stavba roku“, • je nominována na evropskou cenu za architekturu „Mies van der Rohe Award – European Union Price 2011“.

Z ÁV Ě R

Redakce děkuje ateliéru Hohensinn Architektur

Budova hotelu Domplatz s výraznou železobetonovou konstrukcí stojící na náměstí v hornorakouském Linci, v těsném sousedství novogotické katedrály Panny Marie a barokních historických budov, získala od svého dokončení v roce 2009 mnohá ocenění: • architektonickou cenu „vis a vis“ jako ukázková stavba pro kulturu, turismus a sport za rok 2009, • regionální státní cenu Horního Ra-

za poskytnuté materiály.


Investor Architekt Structural consultant Projekt Realizace Podlahová plocha hotelu Garáže Celkový objem Cena Nově navržená plocha náměstí Domplatz

Diozesane Immobillien-Stif. (původně Stiftung St. Severin) Hohensinn Architektur DI Peter Pawle, Linz / Praher & Schuster GmbH, Linz březen 2006 duben 2007 až duben 2009 3 245 m2 5 967 m2 15 0034 m3 cca 12 mil. EUR 7100 m2

Fotografie Paul Ott Připravila Jana Margoldová Obr. 4 Interiér hotelu a) vstupní prostor a lobby, b) jídelna, c) pokoj ❚ Fig. 4 Interieur of the hotel a) entrance space and lobby, b) dinning room, c) room Obr. 5 Večerní atmosféra na upraveném náměstí ❚ Fig. 5 Night atmosphere on the revived square

7


❚

STRUCTURES

2

MIURA HOTEL

❚

MIURA HOTEL 1

Albert Pražák Stavba hotelu Miura v Čeladné není jen budova; je to promyšlené spojení architektury, designu, grafiky a výtvarného umění. Koexistují zde pospolu a tvoří celek s jasnou koncepcí a výrazem. Styl hotelu je kontroverzní. Nejedná se o podbízivou stavbu, která se zalíbí každému. Její výrazné tvarosloví navazuje na panoramata okolních kopců, oživuje místní krajinu a vytváří dominantu s jasnou estetikou. Architektura celé budovy je drsná jako okolní hory, ale zároveň útulná, kde má být. ❚ The hotel Miura in Čeladná isn´t only the building; it´s coherent connection of architecture, design; graphic and art. Coexisting together they create a whole with clear conception and expression. The hotel manner is controversial, it isn´t an unincluding construction everybody likes. Its expressive character relates to surroundings hills, revives local coutryside and creates a clear estetic vista point. The architecture of the building is rough as the surroundings mountains but comfortable everywhere it should be.

Budova hotelu leží na rovinaté planině obklopené zdvíhajícími se beskydskými vrchy (obr. 1). Stavební parcela přiléhá těsně k vyhlášenému golfovému areálu a je víceméně jeho součástí. V okolí budovy se nachází drobná zástavba bez jednotného architektonického stylu. V návrhu jsme použili originální tvaro8

sloví přinášející do místa novou kvalitu. Navržená hmota hotelu záměrně porušuje místní měřítko, a tvoří tak novou dominantu území. Od počátku byla stavba připodobňována k vesmírné lodi přilétající z jiného světa. Neobvyklý prvek do krajiny přirozeně zapadl, jeho dynamická hmota v dálkových pohledech navazuje na panoramata okolních kopců a ve svém kontrastním výrazu území obohacuje. Idea je dále rozvedena i v sochách (krychlolidech), uměleckých dílech a grafice, které koexistují se stavbou a jejím okolím. Tento svět ponechává každému návštěvníkovi prostor k vlastní imaginaci. V budově se objevují nečekané prvky, je na každém pozorném, vnímavém návštěvníkovi, co objeví a jaký si k tomu vytvoří příběh. Umělecká díla v hotelu jsou originály od předních světových a českých umělců (Andy Warhol, David Černý, Henry Moor, Tony Cragge, John Armleder, Damien Hirst, Luca Pancrazzi, Petr Pastrňák). Tvar budovy reflektuje jeho funkční obsah. V geometrickém středu budovy se nachází funkční centrum hotelu – hlavní vstup, lobby a restaurace. Jejich prostory jsou volně propojeny betonovou rampou a otevírají se do exteriéru velkými prosklenými plochami. Umístění restaurace v 2. patře a rozsáhlé

Obr. 1 Hotel Miura, Čeladná Fig. 1 Miura hotel, Čeladná Obr. 2

Model 3D

❚

Fig. 2

❚ 3D model

Obr. 3 Postup výstavby, a) zemní práce, duben 2010, b) osazovaní rozvodů pro spa na hotové základové desce, květen 2010, c) základová deska s přesahy výztuže do suterénních stěn, červen 2010, d) příprava armokošů sloupů, červen 2010, e) odbedněné sloupy, červen 2010, f) betonáž suterénů, červen 2010 ❚ Fig. 3 The building erection process from April to June 2010

prosklení jejích stěn poskytuje panoramatické výhledy na celé okolí hotelu. Na západ a východ od centrální části budovy navazují křídla ubytovacích částí. Všechny pokoje jsou orientovány na jih s výhledem na golfový areál. V suterénu objektu jsou umístěny konferenční prostory a areál wellness/ spa. Areál spa je přirozeně osvětlen skleněnou stěnou umístěnou v terénním zářezu. Z venkovní terasy i centrálního prostoru spa s vířivou vanou se otevírá zajímavý výhled přímo na horský masiv a zároveň je zachována po-


❚

1/2012


třebná intimita odpočinkových prostor. Dynamická prolamovaná hmota hotelu je navržena tak, aby netvořila bariéru v krajině. Záměr je podpořen i zvednutím větší části přízemí na sloupy, nad terén. Tím je, v pohledové rovině parteru, umožněn průhled skrz hotel a celková hmota stavby je odlehčena. Jižní fasáda objektu má ucelený výraz s nepravidelným rytmem vertikálních oken jednotlivých pokojů. Řady oken jsou oživeny zapuštěnými lodžiemi zdůrazněnými výraznou barevností. Severní fasáda hotelu je členěna růz1/2012

❚

3a

3b

3c

3d

3e

3f

ně velkými okenními otvory záměrně porušujícími dělení na patra. Barevnost hotelu je minimalistická. Odstíny šedé, černé a bílé jsou akcentovány jen kontrastní barvou fuchsie/magenta, která oživuje jinak neutrální výraz. Použité materiály jsou převážně přírodní – beton, sklo, kámen, ocelový plech. Fasáda je obložena přírodními probarvenými cembonitovými deskami. BETON

Vzhledem k architektonickému řešení


❚

STRUCTURES

stavby hotelu se od počátku nabízelo použít beton jako základní konstrukční materiál. A to v jeho bazální formě lité do bednění na místě stavby. Tento konstrukční materiál skvěle ladil s celkovou designovou a materiálovou koncepcí hotelu. Proto jsme se rozhodli s ním pracovat nejen v konstrukční rovině, ale také v rovině estetické jako s finálním pohledovým materiálem. Díky pochopení investora pro tento výrazový prvek jsme si mohli dovolit použít pohledový beton nejen v exteriéru stavby, ale zejména v jejím interiéru. 9


❚

STRUCTURES

4

5a

5b

6a

6b 6c

10


❚

1/2012


STRUCTURES

Estetika některých hotelových prostor je vysloveně postavena na kontrastu drsného betonového povrchu, surového kovu a ostře barevných, lesklých nebo skleněných ploch. Pohledový beton je základním materiálem stěn všech vertikálních komunikací hotelu, včetně rampy spojující dva nejvýznamnější prostory – lobby a hotelovou restauraci. Použití takovéhoto materiálu jako konstrukčního, ale zároveň jako finální designové vrstvy, lze přirovnat k práci sochaře s kamenem. Jakmile se jednou rozhodnete pro toto řešení, již není cesty zpět. Vše je závislé na dokonalé přípravě před zahájením vlastní práce. Nic se nesmí podcenit – projektová příprava, příprava směsi, její skladování, přeprava, počasí, použité bednění, disciplína zaměstnanců atd. Jakmile se začne s betonáží, je výsledek již daný a nedá se dále regulovat. Opravy pohledového betonu nejsou možné. Samozřejmě se i v našem případě ve výsledném povrchu vyskytlo mnoho vad a chyb. Nicméně se nakonec vždy ukázalo, že přirozený povrch betonu je vždy esteticky příznivější, i když obsahuje drobné vady, než snaha je zakrýt, byť sebelepší opravnou směsí. Naopak, jistá drsnost a nepřesnost, která je betonu vlastní, je oním estetizujícím prvkem. Objekt Hotelu Miura má jednoznačný designový výraz, který však není povšechně líbivý a názory na něj se značně polarizují. Toto se týká i použití betonových ploch. Mezi návštěvníky je mnoho obdivovatelů použitého designu, ale i mnoho lidí, kterým toto řešení připadá příliš tvrdé nebo prostě nehezké. Je to také do značné míry generační záležitost. Starší návštěvníci mnohdy, při prvním kontaktu, považují stavbu za nedokončenou nebo „levnou“ díky neomítaným betonovým plochám. Teprve po delší době jsou ochotni použité řešení akceptovat nebo dokonce změní názor. U mladší generace polarita názorů není zdaleka tak výrazná.

7

8a

Obr. 4

❚

Stav konstrukce v září 2010

❚

Fig. 4

8b

Structure state in September 2010

Obr. 5 Uzavření betonové nosné konstrukce vyzdívkami, říjen 2010, a), b) up of the concrete load-bering structure by masonry walls, October 2010

❚

Fig. 5

Closing

Obr. 6 Vnitřní betonové konstrukce, a) povedené stěny schodiště, b) špatná ochrana rohů, c) nestejnoměrný betonový povrch ❚ Fig. 6 Interior concrete structures, a) staircase walls, b) not well done corner protection Obr. 7

Vnitřní schodiště, březen 2011

❚

Fig. 7

Interior staircase, March 2011

Obr. 8 a) Vstupní lobby se schodišťovou rampou, b) detail podesty rampy ❚ Fig. 8 a) Entrance lobby with slip ramp, b) detail of the ramp intermediate landing

1/2012

❚


11


❚

STRUCTURES

9a

9b

10

INTERIÉR HOTELU

Hotel, jako stavební archetyp, dává architektovi značný prostor k použití netradičních nebo neotřelých řešení. A to jak v oblasti stavební, tak zejména v oblasti interiérového designu. Hotelový provoz musí být samozřejmě vysoce funkčním celkem, nicméně po stránce designové by měl zejména vzbuzovat u svých konzumentů, návštěvníků hotelu, patřičné emoce. S ohledem k funkčnímu využití jsme si definovali v rámci hotelu dva typy prostorů, dva světy. V ubytovací části, tzn. zejména v pokojích hostů a jejich zázemí, jsme kladli důraz na klid, soukromí, odpočinek atd. Veřejné společenské prostory, jako je lobby, spa nebo restaurace, by měly naopak návštěvníkovi přinést určitý zážitek, ať již po stránce funkční nebo vjemové. Tato filozofie byla aplikována jak v architektonickém řešení dispozice stavby, tak ve vlastním designu jednotlivých prostor. Vlastní stavba je tak vnitřně rozdělena na dvě separátní ubytovací křídla napojená na centrální horizontálně i vertikálně propojený prostor s hlavními společenskými funkcemi. Vybavení a design pokojů byl navržen s důrazem na jednoduchost užívání, čistý, nerušivý vizuální styl a v neposlední řadě také ekonomiku provo12

zu. Zcela netradičně jsme pojali řešení sociálního zázemí pokoje, kdy umývadlo není součástí uzavřené koupelny, ale je umístěno přímo v pokoji v samostatném nábytkovém boxu. Tím došlo ke značnému zvětšení obytné části pokoje. Umývadlový box v této nové pozici mimoto nabízí mnoho dalších využití, například jako odkládací plocha, minikuchyňka atd. Vlastní vybavení pokoje je velmi jednoduché. Estetika a kvalita vizuálního vjemu z prostoru pokoje je postavena na použitých kvalitních ma-

teriálech. Na podlahách a stěnách sociálního zázemí jsou použity designově výrazné stěrky, přičemž na stropě pokoje byl zachován pohledový beton konstrukce stropu. Sociální zázemí pokoje bylo opatřeno obkladem z lesklého lakovaného plechu. Pro zjemnění celkového výrazu pokoje jsme použili drapérie ve výrazné barevnosti – např. velkoplošné závěsy okolo oken, zakrytí šatního policového systému apod. Design vestavěného nábytku je velmi jednoduchý, nerušivý. Opět je zde kladen důraz


❚

1/2012

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E 11a

Obr. 9 Obr. 10

❚

Rampa do jídelny a), b) Jídelna

❚

Fig. 10

Fig. 9

❚

STRUCTURES

11b

Ramp into the hotel dining hall

Hotel dining hall

Obr. 11 a) Pokoj s pohledovým betonem na stropě, b) koupelna se stěrkovanými stěnami ❚ Fig. 11 a) A room with fairfaced concrete on the ceiling, b) a bathroom with bladed walls Obr: 12

Bazén vířivky ve spa

❚

Fig. 12

Whirpool in the spa

12

na kvalitní materiálové provedení, tentokrát v luxusní tmavé dřevěné dýze. Jako akcent celkového řešení pokoje byl použit naopak velmi výrazný solitérní nábytek. Jedná se vesměs o kusy od významných světových designérů, ve výrazném barevném a materiálovém provedení. Spojením akcentovaných prvků a celkově méně výrazného pozadí dochází k vyvážení celého vzhledu pokoje. Zcela opačně jsme přistoupili k řešení společenských prostor. Snažili jsme se každý prostor jasně definovat. Dát 1/2012

❚

mu výraznou a jednoznačnou tvář při zachování celkové výrazové koncepce hotelu. Prostor lobby je sám o sobě architektonicky velmi výrazný. Nosnými prvky designu zde jsou stavební prvky jako betonová rampa do restaurace nebo prosklená strukturální fasáda. Prostor byl proto ponechán pouze s nejnutnějším vybavením v jednotné, převážně bílé, barevnosti. Ústředním motivem celého prostoru je objekt recepce, tvořený corianovým zalamovaným pultem, jež je


jedním z nejsložitějších prvků použitých v celém hotelu. Jeho hmota je tvořena důmyslnou soustavou křivek, navržených tak, aby vytvářely vhodné prostředí pro jednotlivé funkce pultu – recepce, bar, zázemí ad. Prostor lobby akcentuje použitý sedací čalouněný nábytek výrazného tvarosloví a barvy. Na prostor lobby volně navazuje prostor restaurace umístěný nad ním. I ten je jasně definován zejména stavebními prvky, jako jsou velké prosklené plochy nebo výška prostoru. Použité vybavení je tudíž jednoduché a tvarově strohé. Celý prostor je laděný do tmavšího tónu, vzhledem k atmosféře, která má být docílena. V restauraci se plně projevuje určitý uměleckoprůmyslový přístup, o jehož renesanci jsme se v rámci celého konceptu stavby snažili. Zde dochází k nejtěsnější symbióze moderního umění, užité grafiky a architektonického konceptu stavby. Přístup se projevuje nejen v přítomnosti originálních uměleckých děl, ale zejména v jejich zakomponování do prostoru a ve stylu, jakým ovlivňují zpětně vlastní formu stavby. Většina uměleckých děl v hotelu byla přímo vytvořena pro konkrétní stavbu a místo. Za jeden z největších přínosů pro celkovou kvalitu díla považujeme skutečnost, že se podařilo z výrazných individualit, jako jsou např. sochař Da13


❚

STRUCTURES

13

vid Černý nebo team studia SIDE2, vytvořit funkční pracovní skupinu směřující ke společnému cíli. Jakkoliv v restauraci jsou výsledky této spolupráce nejčitelnější, lze zvolený princip sledovat i na mnoha jiných místech v hotelu nebo jeho exteriéru. Kromě zmíněných hlavních prostor je hotelový provoz doplněn o tři funkčně specializované části, komplex lázní (wellness), kongresové centrum (víceúčelový sál a zasedací prostory) a hotelový bar. Zatímco způsob vybavení a design nábytku v kongresové části je více méně účelový a jednoduchý, prostory lázní jsou jejich pravým opakem. V lázních bychom návštěvníkovi rádi připravili prostředí, ve kterém by se cítil hýčkán, použitím top materiálů, luxusních úprav povrchů, hrou světel ad. To vše by mělo vytvořit příjemné relaxační prostředí a zároveň poskytnout intenzivní estetický zážitek. Prostory lázní jsou rozděleny na menší funkční celky, podle účelu využití. Velmi jednoduchý vstupní prostor s corianovým recepčním pultem je kompletně vyveden v luxusní bílé stěrce. Vybavení prostoru je velmi střídmé, avšak každý použitý kus nábytku nebo umělecké dílo je špičkovým designovým počinem. Ve zcela jiném duchu je pojatý prostor hlavního vířivého bazénu. Pozadí a základní prostorotvorný prvek této části lázní tvoří výhled na horskou scenérii Beskyd skrze velkoplošnou prosklenou stěnu. Interiéru dominuje netradičně tvarovaná vířivá velkokapacitní vana 14

vsazená do kamenné podlahy z tmavé břidlice. Ve stejném materiálu jsou obloženy stěny. Za textilními závěsy, vytvářejícími patřičné soukromí, se nachází další atrakce, např. sauny, páry nebo sněžná komora, soustředěné do třetí části lázní. Vzhledem k charakteru provozu je zde trvalé přítmí. Design jednotlivých atrakcí je podřízen konkrétnímu provozu, jeho teplotní charakteristice a intimitě. Jednotícím prvkem jsou použité druhy materiálů a detaily řešení. Skutečnou specialitou hotelu je netradičně pojatý hotelový bar. Jeho dominantou je kapacitní prostorový barový pult, kompletně vyhotovený ze speciálního bílého onyxu, který dal celému prostoru jméno – Onyx bar. Aby bylo dosaženo patřičné, intimní, atmosféry, je celý prostor řešený v odstínech šedé nebo v černé. Jedinými zdroji světla jsou samotný barový pult a nasvětlená schrána s originálním obrazem Andy Warhola. ZÁVĚR

Přestože práce s pohledovým betonem klade na projektanta značné nároky, protože neumožňuje de fakto opravu chyb, řadím tento materiál mezi své oblíbené. Ať už pro jeho zmiňovanou drsnou, ale přesto elegantní, estetiku nebo právě pro způsob práce s ním. Bohužel v ČR je velmi málo opravdu odborných realizačních firem, které by s ním dokázali pracovat tak, aby dosáhly požadovaného výsledku. K výrobě pohle-

Obr. 13 Jižní fasáda hotelu s krychlolidmi od Davida Černého ❚ Fig. 13 Southern facade with artworks by David Černý

dového betonu je nutné přistupovat jinak než k běžné betonáži. Většina stavebních firem tak realizaci podcení, ať už z nedbalosti nebo záměrně, z důvodů ceny apod. Všeobecně panuje i nechuť s tímto materiálem pracovat. A přitom za hranicí našeho malého státu lze sledovat značný posun v estetických možnostech betonu – fotobeton, různé chemicky strukturované betony apod. Zkuste pro takovou realizaci najít v ČR dodavatele. Investor Architektonický návrh Statika Dodavatel Výstavba

Soukromá osoba labor 13, Martin Vomastek, Albert Pražák, Jiří Bardoděj B2K design Unistav, a. s. duben 2010 až červen 2011 Mg.A. Albert Pražák Labor13, s. r. o.

Dělnická 13, 170 00 Praha 7 mob.: 602 146 772 e-mail: [email protected] www.labor13.cz autoři fotografií: obr. 1, 8 až 13 Jiří Ernest, 2 až 7 archív Labor13


❚

1/2012


❚

STRUCTURES

BETONOVÁ FASÁDA – ARCHITEKTONICKÉ OCENĚNÍ Finskou architektonickou cenu Betonová fasáda roku 2011 získal architektonický ateliér Architects Huttunen-Lipasti-Pakkanen Oy za návrh obytného domu v Helsinkách. Bytový dům na rohu ulic Kaanaankatu a Kaanaanpiha má zajímavé, bohaté a přitom harmonické fasády. Jejich kompozice je i přes rozsáhlou plochu velmi šikovně zvládnutá a neohrožuje kolemjdoucího nudou. Malé detaily dělají budovu zajímavou a proměnlivou jako celek. Členění a vzájemné přesahy panelů si hrají se světlem a stíny, a dávají tím fasádě živost a proměnlivý výraz během dne i různých ročních období. Městský plán vyžadoval, aby fasády otočené do ulice byly z červených cihel. Fasády otočené do vnitřního dvora bloku domů jsou tvořeny opakováním a zrcadlením prefabrikovaných fasádních panelů z bílého betonu seskládaných do mozaiky po vzoru starých arabských ornamentů. Technologicky náročná výroba i instalace panelů na správná místa byly zvládnuty na vysoké profesionální úrovni.

1

Fotografie obr. 1 a 5 Maritta Koivistu,

3

2

4

nákresy na obr. 2 až 4 atelier Huttunen-Lipasti-Pakkanen Architects Redakce časopisu děkuje za poskytnuté materiály redakci časopisu Betoni. Obr. 1 domu

Dvorní betonová fasáda bytového

Obr. 2

Pohled na fasádu

Obr. 3

Rozdělení fasádních panelů

Obr. 4

Detail závěsu fasádního panelu

Obr. 5

Detaily dvorní betonové fasády, a) b)

5a

1/2012

❚


5b

15


❚

STRUCTURES

NIZOZEMSKÉ OCENĚNÍ PRO BETONOVÉ STAVBY – BETONPRIJS 2011 ❚ DUTCH EXCELLENT IN CONCRETE – BETONPRIJS 2011 Jitka Prokopičová Každé dva roky je v Nizozemsku udělována cena „Betonprijs“ za nejlepší stavby, při kterých byl ve velké míře použit beton. Uděluje se v několika kategoriích, např. „Obytný dům“, „Užitný dům“, „Mosty a viadukty“ a nemůže samozřejmě chybět kategorie „Vodní stavby“, protože to by ani nebylo Nizozemsko. Vodní hospodářství hraje důležitou roli v ekonomice a životě této malé vyspělé evropské země, která je vodou obklopená a vodními kanály doslova prorostlá. V tomto ročníku bylo do soutěže zasláno celkem devadesát osm projektů, z nichž porota vybrala šestnáct nominací, mezi nimiž potom vyhlásila vítěze v šesti kategoriích. Uvádíme příklady staveb nominovaných v kategoriích Obytný dům a Užitná budova.

❚ Each

two years the best concrete buildings and structures built in the Netherlands are awarded “Betonprijs”. The price is awarded in several categories, e.g. “Residential constructions”, “Civil constructions”, “Bridges and viaducts” and of course the categorie “Water constructions” cannot be missing. Water management and engineering is very important part of economy this small highly developed European country surrounded by water and by canals. Ninety eight projects were entered into the competition in the current year, of which sixteen nominations were selected by the jury and the winners were announced in six categories. Constructions entered in categories Residential and Civil constructions are presented in the article.

K AT E G O R I E O B Y T N É D O M Y

V kategorii obytných domů nebylo příliš mnoho kandidátů a zaslané projekty se velmi lišily – od velkých komplexů budov až po malé rodinné domy. Jedno ale měly společné. V mnoha případech byl použit pohledový beton nejen na fasádě, ale i v interiérech. „To dokazuje, že beton je materiál, který může vytvářet zajímavé formy a vypadat velmi atraktivně“, konstatovala porota soutěže. V této kategorii byly nominovány dvě zcela odlišné stavby: Výškový dům v Haagu a rodinná vila v Eindhovenu. „Věžák“ to nakonec vyhrál. Den Kroon Vítězem v kategorii obytný dům se stal elegantní „mrakodrap“ v Haagu s názvem „Koruna“ (de Kroon, obr. 1)). Vyrostl v centru města, ve čtvrti zva16

1

né Wijnhaven (Vinný přístav), na křižovatce důležitých dopravních tras, v těsné blízkosti nádraží a pěší zóny. Stojí na místě starého obytného domu „Černá madona“ zbouraného v roce 1977 a je jednou z trojice výškových budov v tomto místě. Jejími bezprostředními sousedy jsou ještě nedostavěná budoucí sídla ministerstva spravedlnosti a ministerstva vnitra. Své jméno si „De Kroon“ dozajista zaslouží. Na samém vrcholu zdobí stavbu obrovská plastika z prefabrikátů ve tvaru koruny, která je večer uvnitř osvětlená a září do tmy. Budova zaujme nejen svojí výškou, ale i majestátností a koruna jí jako královně

jistě přísluší. Připomíná klasické americké mrakodrapy a skutečně – panorama amerických měst s mrakodrapy bylo pro architekty velkou inspirací. „Důležitým vzorem pro vytvoření tohoto prostoru byla urbanistická typologie města Chicago ze začátku minulého století. Typy oken, odsazení fasády a použití přírodního kamene byly pro nás inspirující“, říkají architekti budovy Birgit a Rolf Rappovi. „De Kroon“ má několik využití: jsou zde kanceláře (9 000 m2), obchodní a restaurační prostory (2 300 m2), ale především 253 bytů, a to hned několika kategorií. V nižších patrech jsou obecní


❚

1/2012


byty k pronájmu (zhruba polovina z celého počtu), ve vyšších patrech s lepším výhledem potom luxusnější několikapokojové soukromé byty a úplně nahoře, ve čtyřicátém patře dva byty typu „Penthouse“ s terasami. Pod budovou jsou ve dvou patrech garáže. Užitná část budovy se soustřeďuje kolem obrovského zaskleného atria, ve kterém jsou kanceláře a obchody. Ve vyšších patrech jsou téměř výlučně rohové byty zajišťující dostatek denního světla i krásný výhled. Jsou přístupné středovou chodbou, ve které jsou umístěny výtahy, schodiště a technické instalace. Podle polohy a výšky mají byty různé typy oken. Zatímco v nižších patrech mají úzká francouzská okna umožňující kontakt s živoucím městem dole, od výšky zhruba 30 m se tento kontakt s ulicí vytrácí a byty mají větší okna, která jim dodávají prostor, světlost a optimální výhled. Různé typy oken jsou opatřeny různými římsami a prvky z architektonického pohledového betonu. Kombinace horizontálních a vertikálních prvků z šedozeleného granitu a betonu okolo oken s rámy s mosaznou úpravou oživuje fasádu. Budova svou fasádou kontrastuje se sousedními stavbami ministerstev, které jsou z červených cihel a světle šedého přírodního kamene.

Vrchol budovy tvoří betonová prefrabrikovaná koruna s porcelánovými prvky, která je večer osvětlená. Za ní jsou schovány technické instalace (televizní a telekomunikační antény). Porota ocenila nadčasovou architekturu s mezinárodním nádechem, která z této 130 m vysoké budovy činí ozdobu čtvrti. Investor Architekt Projektant Dodavatel Plocha Objem Náklady Realizace

MAB Development Nederland, Haag Wonen, Wijnhaven C.V. Christian, Birgit Rapp Corsmit Raadgevend Ingenieursbureau Bouwcombinatie Wijnhaven Den Haag (Ballast Nedam + BAM) 49 500 m2 cca 148 500 m3 EUR 60 mil. 2003 až 2011

❚

STRUCTURES

Rodinná vila v Eindhovenu Architekt a projektant použili beton takovým způsobem, že se architektura a konstrukce domu velmi citlivě doplňují. Pro vnější nosné stěny je použit pohledový beton a vnitřní stěny mají vápencové obložení. Betonová fasáda domu je velmi elegantní a působivá. Bednění z dřevených latí je otištěno na fasádě ve viditelných horizontálních pásech, což vytváří téměř rustikální dojem (obr. 2). Projekt je krásným příkladem použití betonu při stavbě rodinného domu. Investor Architekt Projektant Dodavatel

soukromý (rodina v Eindhovenu) Bob Manders Architects Krekon constructie adviesburea bv Van der Burgt Bouw bv

Konstrukce a provedení Jádro budovy bylo postaveno z monolitického betonu s použitím forem tunelového bednění. V přízemí byly použity velkorozměrové prefabrikované nosníky tak, aby vnitřní prostor zůstal co nejvíce volný bez svislých nosných prvků. Stropy jsou konstruovány z velkoplošných prefabrikovaných dutých panelů, které zajišťují maximální flexibilitu. Centrální atrium má zaoblenou skleněnou střechu, nesenou lehkou ocelovou konstrukcí. Okolo atria, nad kancelářemi, je střešní terasa.

2a 2b

Obr. 1 Mrakodrap de Kroon v centru Haagu ❚ Fig. 1 Skyscraper de Kroon in the Hague City Obr. 2 Rodinná vila v Eindhovenu, a) pohled ze zahrady, b) detail povrchu fasády ❚ Fig. 2 Villa in Eindhoven, a) view from the garden, b) detail of the facade surface

1/2012

❚


17


❚

STRUCTURES

3a 3b

K AT E G O R I E U Ž I T N É B U D O V Y

Zaslané projekty dokázaly, že pokud dojde k dobré spolupráci všech zainteresovaných patnerů, investor, architekt, projektant a stavební firma, mohou být realizovány velmi zajímavé stavby. Není důležité, zda jde o malé a relativně jednoduché projekty nebo celé komplexy budov. Je také zřejmé, že současné stavebnictví si není možné představit bez naplňování stále náročnějších ekologických požadavků a že při dobré spolupráci mohou vznikat stavby nejen účelné a krásné, ale i velmi ekologické. Beton při své variabilnosti zásadním způsobem přispívá k naplňování výše zmíněných požadavků. Mezi třemi nominovanými stavbami v kategorii Užitných domů byly: výšková budova „De Maastoren“ v Rotterdamu, muzeum MAS v Antverpách a nová budova konzultantské a projekční společnosti IPMMC v Utrechtu. Možná poněkud překvapivě v konkurenci dvou obrovských a impozantních staveb nakonec zvítězila ta nejmenší, nejsubtilnější a na první pohled nejobyčenější – kancelářská budova v Utrechtu. Sídlo společnosti IPMMC Na pohled celkem nenápadná stavba zaujme právě svoji čistotou a jednoduchostí (obr. 3). Citlivé použití betonových dílů není vidět jenom na konstrukci a fasádě, ale také v interiéru. Jakkoliv tedy nebyla při stavbě použita nějaká velkolepá technologie, je tato stavba ukázkou čisté architektury, která byla realizována ve velmi krátkém termínu čtrnácti měsíců. Zadáním klienta pro architekty bylo navrhnout efektivní a neokázalou budovu, která by dobře zapadala do urbanistického plánu v lokalitě administ18

rativní čtvrti a zároveň vyjadřovala kulturu a image klienta – společnosti, která je efektivní, komunikativní, otevřená a transparentní. Výsledkem je obdélníková budova s prosklenými stěnami a pravidelným rastrem fasády z bílého betonu, která vytváří takový dojem lehkosti, že člověk až ztrácí pojem o skutečné velikosti a objemu stavby. V kontrastu s poměrně přísnou a pravidelnou strukturou vnějších stěn překvapí interiér zajímavou středovou halou přes tři patra, která osvětlena denním světlem dodává vnitřku budovy prostor a vzdušnost a současně slouží jako komunikační centrum. Po obvodu tohoto středového atria se schodištěm a výtahy jsou umístěny kanceláře, které tvoří v prvním patře otevřený kancelářský prostor. Ve vyšších patrech jsou kanceláře oddělené příčkami. V přízemí budovy je recepce, podniková restaurace s terasou a za-

sedací místnosti, přístupné z centrální haly a s výhledem na terasu. Parkovací prostor pod budovou je pouze částečně zapuštěn do terénu a jeho část, přečnívající přes základy stavby, nese na sobě terasu. Interiéry navrhla belgická architektka a designérka Aude de Broissia, která svou koncepcí dokázala, že beton se výborně kombinuje s jinými materiály, jako jsou dřevo a textilie. Konstrukce Hrubá stavba byla sestavena v krátké době z betonových prefabrikátů. V tuhém jádru uprostřed budovy jsou umístěny výtahy a schodiště. Svislé nosné konstrukce tvoří prefabrikované sloupy po obvodě půdorysu. Vodorovné nosné konstrukce stropů tvoří prefabrikované podélníky, na které jsou uloženy dutinové betonové stropní panely se zpevněnou tlakovou vrstvou v místech uložení na nosníky. Nenosná


❚

1/2012


❚

STRUCTURES

fasáda je zavěšena na stropní panely po obvodu stavby. Skleněné tabule lícují s vnitřní stranou obvodových sloupů. Fasáda je jednoduchá, elegantní a velmi plastická. Porotci ocenili právě čistotu stylu, důraz na detail a celkové vyvážení této stavby. Zájemci se mohou podívat na video z procesu výstavby objektu na adrese http://www.youtube.com/watch?v=gRUxhDntHT8&noredirect=1. Detaily a technické údaje Investor Architekt Projektan Dodavatel Projekt Realizace Náklady Celková plocha

IPMMC Real Estate Utrecht Claus en Kaan Architecten, Rotterdam Pieters Bouwtechniek, Delft BAM Utiliteitsgebouw, Utrecht 2006 únor 2010 až duben 2011 9 mil EUR (bez DPH) 4 481 m2

De Maastoren Tato v současné době nejvyšší (161,2 m) budova v Nizozemsku (obr. 4) stojí na břehu řeky Maas v Rotterdamu. Na konstrukci, podlahy, ale i na fasádu byl použit beton. Použití betonu ve všech částech přispívá k velké tuhosti a stabilitě konstrukce, což je v prostředí převážně písčitých půd v Holandsku nesmírně důležité. De Maastoren je dalším krásným příspěvkem k panoramatu výškových budov v Rotterdamu, které z něj činí „malý evropský Manhattan“. Porota ocenila „De Maastoren“ jako příkladnou ukázku použití betonu na výškovou budovu. Přes určitá omezení daná malým stavebním prostorem a špatnou přístupností byla stavba realizována v poměrně krátkém termínu. Investor Architekt Projektatnt Dodavatel Realizace

4a 4b

OVG Projecten XX B.B. Rotterdam Dam en Partners Architecten, Amsterdam Zonneveld ingenieurs b.v. Rotterdam Besix n.v. Brussel říjen 2006 až prosinec 2009

Obr. 3 Sídlo společnosti IPMMC v Utrechtu, a) pohled od silnice, b) zahradní nároží s terasou a zapuštěnými garážemi ❚ Fig. 3 IPMMC Headquorters in Utrecht, a) view from the road, b) garden corner with the terrace and semi-basement garages Obr. 4 Maastoren v Rotterdamu, a) celkový pohled, b) detail fasády ❚ Fig. 4 Maastoren in Rotterdam, a) general view, b) detail of the facade

1/2012

❚


19


❚

STRUCTURES

5c

5a

Muzeum MAS v Antverpách Ačkoliv nové muzeum MAS (zkratka Museum Aan de Stroom – muzeum na řece) nestojí v Holandsku, ale v nedalekých Antverpách v Belgii, bylo nominováno na cenu Nizozemské betonové stavby, protože architektem této zajímavé budovy je holandské studio Neutelings Riedijk Architecten z Rotterdamu. Muzeum MAS, stojící na ostrůvku řeky Schelde na místě bývalého hansovního domu v původním přístavu, je výjimečná stavba (obr. 5), která okamžitě přitáhne vaši pozor20

nost. Přestože na vnější fasádu nebyl použit pohledový beton, ale červený pískovec, je tato stavba betonová víc než dost. Už v roce 1989 padlo rozhodnutí postavit nové muzeum, které by mapovalo historii i současnost města a přístavu a současně by sloužilo jako vhodný prostor pro umělecké sbírky a sbírky etnografického a námořního muzea. S výstavbou se nakonec začalo až v roce 2006. Stavba byla realizována podle projektu holandské architektonické kanceláře Neutelings Riedijk Architecten, která zvítězila v mezi-

5b

národní soutěži mezi ostatními padesáti pěti návrhy. Jejich návrh nejlépe zapadl do historického kontextu místa, atmosféry a funkce nové zamýšlené stavby. Tvar budovy úmyslně připomíná sklad, který na místě stával, na půdorysu čtverce 36 x 36 m. Obrovské betonové krabice, z nichž každá tvoří prostor pro jedno oddělení muzea, jsou postupně vrstveny ve spirále na sebe do vysoké věže. Jako předsálí jednotlivých oddělení – krabic slouží zasklené galerie (ochozy) s eskalátory. Protože umístění krabic a ochozů je v kaž-


❚

1/2012


❚

STRUCTURES

5f

Obr. 5 Muzeum MAS v belgických Antverpách, a) pohled od přístavu, b) večerní nasvícení, c) řezy konstrukcí objektu, d), e) výstavní sály, f) galerie v 9. NP ❚ Fig. 5 Museum MAS in Belgian Antwerpen, a) view from the port, b) view at nigt with lighting, c) scheme of the structure, d), e) exhibition halls, f) gallery on the ninth floor

5d 5e

Investor Architekt Projektant Dodavatel Rozpočet Celková muzejní plocha (včetně depozitáře) Realizace Otevření

dém patře pootočené o 90°, naskýtá se návštěvníkům z různých výškových úrovní jiný pohled na město. Až nakonec v posledním 9. NP s terasou a luxusní restaurací t´Zilte, která se pyšní hned dvěma michelinskými hvězdami, mají rozhled dokonale panoramatický. Ve vstupním 1. NP je umístěna kavárna a informační zóna. Ve 2. NP se nachází depozitář, který je přístupný veřejnosti. Od 3. do 8. NP je uspořádání místností stejné: jeden velký muzejní sál, jeden menší a další čtyři menší zóny. Muzejní prostory nemají denní svět1/2012

❚

lo, a poskytují tak vhodné klima pro vystavené exponáty. Integrální součástí objektu jsou přilehlé pavilony, které vymezují prostor okolo přístavu a slouží také jako orientační body. Jsou v nich umístěné kanceláře a muzejní obchod. Prostor před muzeem může sloužit pro různá veřejná vystoupení. Na ploše se rozprostírá mozaika „Dead Skull“ gigantických rozměrů (1 600 m2) představující lebku, jejímž autorem je známý belgický umělec Luc Tuymans. Mozaika je nejlépe viditelná z vyšších pater muzea.


Město Antverpy (AG Vespa) Neutelings Riedijk Architecten (spolupráce Bureau Bouwtechniek) ABT bv THV MAS Antwerpen (Interbuild NV, Willemen, Cordeel) EUR 56 mil. 5 716 m2 září 2006 až únor 2010 17. května 2011

Konstrukce Hlavní svislá nosná konstrukce 65 m vysoké věže tvoří centrální jádro rozměrů 12 x 12 m z monolitického betonu. Jádro nese v každém podlaží dva vysoké ocelové příhradové nosníky, které jako obrovské konzoly přečnívají na obou stranách 12 m do prostoru. Směry nosníků jsou v sudých a lichých podlažích vzájemně kolmé. Ve výstavních sálech jsou jejich konstrukce částečně viditelné jako V elementy, které prostor sálů opticky rozdělují. Stropní konstrukce sestávají z prefabrikovaných betonových TT nosníků dlouhých 21


12 m položených kolmo přes ocelové nosníky. Na vnější konce nosníků jsou zavěšeny betonové prefabrikované panely obvodových stěn (výšky 6 m a šířky 1,8 m). Tak je sestavena konstrukce budovy bez jediného nosného sloupu. „Betonová krabice“ muzejních expozic zaujímá vždy pouze cca 2/3 podlaží a cca 1/3 je ponechána pro schodišťový prostor a vstupní galerii. V jádru budovy jsou logistické a komunikační prvky, výtahy, požární schodiště a technická šachta. Ke každému podlaží je vloženo nízké mezipatro s technickým prostorem pro ventilaci expozic. Nosné obvodové panely jsou k sobě připevněny ocelovými spoji tak, že celek tvoří v každém podlaží 36 m dlouhou tuhou stěnu. Na povrchu betonových panelů je viditelná struktura dřeva. Vzor je vytvořen otiskem plastových (polyuretanových) matric – odlitků skutečných prken, které byly vkládány do forem panelů. Ve zdech je 50 000 viditelných šroubů, které slouží jako dekorativní prvek ve výstavních sálech a mohou být také použity jako závěsný systém. Veškerý pohledový beton je natřen stěrkou se žlutým pigmentem, která mu dodává zářivý vzhled. Fasáda je obložena červenými pískovcovými deskami rozměrů 1000 x 600 mm, které byly dovezeny z indické Agry. Aby se „rozbily“ velké plochy stěn, jsou použity čtyři odstíny červené tak, že nikdy vedle sebe nejsou desky stejného zabarvení. Kombinace odstínů byla vygenerována speciálním softwarem. Stěny, podlahy i stropy v galeriích jsou obloženy stejnými pískovcovými deskami, čímž je zdůrazněn plastický charakter stavby. Také přilehlé pavilony jsou obloženy stejně. Jednotlivé desky jsou k sobě přilepeny tak, že celek působí jako jednolitý pískovcový blok, a protože nejsou leštěné, zdůrazňuje se tím dojem reliéfu. Každá třetí vnější i vnitřní deska je osazena kovovým ornamentem ve tvaru ruky – symbolem města Antverp. Podle legendy je jméno Antwerpen odvozeno od slovního spojení „hand werpen“ – hodit ruku. Ruku prý uřízl zlému obrovi a hodil do řeky Schelde hrdina Brabo a zachránil tak město od utlačovatele. Celkem 3 185 malých kovových prvků zjemňuje celou stavbu a nabourává její monolitický charakter. Jednolitý blok stavby přerušují zvlněné skleněné stěny po obvodě galerií připomínající divadelní oponu, ale také vlny nedalekého moře. V každém 22

❚

STRUCTURES

patře se můžete do 600 mm hlubokých vln zanořit a zcela nerušeni se kochat pohledem na město. Zasklení ochozů bylo dovezeno z Itálie. Je složeno z jednotlivých skleněných prvků vysokých 5,5 m a širokých 1,8 m. Zvlnění způsobuje, že skleněné stěny jsou stabilní a samonosné a mohou stát na podlaze bez rámů a meziprofilů. V rozích budovy, kde se galerie dvou podlaží překrývají, je zasklení vysoké až 11 m. Stavba musí samozřejmě splňovat náročná ekologická kritéria i požadavky ochrany muzejních exponátů. Jsou zde tedy různé zóny s různými nároky na klima. V muzejních sálech musí být stabilní klima 22 °C a 50% vzdušná vlhkost. Sály nemají okna a jsou izolovány tak, že dochází k minimálnímu úniku energie. Naproti tomu v galeriích (ochozech) se teplota různí podle sezóny. Minimální teplota v zimě je nastavena na 12 °C a maximální v létě na 30 °C. Energetická rovnováha mezi sály s vysokou spotřebou energie a galeriemi s nízkou je zabezpečena ventilací umístěnou v mezipatrech (zdvojených stropech). V letních měsících je přebytečné teplo ze sálů odváděno do galerií a v zimě naopak tvoří galerie „skleněné verandy“, které zachycují sluneční záření a předehřívají vzduch, který je vháněn do sálů. Galerie tak slouží jako tepelná izolace a tlumič. V letních měsících je k ochlazování budovy používána voda z přístavu Bonapartedok, která má vždy teplotu nižší než vzduch. Rozdíl teploty vody a vzduchu ve výměnících tepla zajišťuje úspory tepla z primárních zdrojů. Instalace pro ohřev, ochlazování a ventilaci nejsou centrální, ale v každém patře je samostatný výměník tepla, takže klima v každém sálu může být regulováno odděleně. Muzeum jako místo setkávání MAS je historické, ale i současné muzeum, které ukazuje, jak město Antverpy bylo a je v rozsahu několika století od středověku až po současnost vzájemně kulturně i hospodářsky propojeno se světem. Vypráví příběh přístavu, města a jeho obyvatel. Není to tradiční muzeum, které by sloužilo jenom k uchování a výstavě historických exponátů. Budova má sloužit jako místo setkávání, jako spojnice minulosti s přítomností. „Návštěvníci mohou libovolně vcházet do sálů a seznamovat se s bohatou minulostí přístavu,

ale i vycházet na galerie, kde se jim naskýtá pohled na současné živoucí a moderní město. Tím jsme se řídili při tvorbě architektonického konceptu budovy“, říká Willen Jan Neutelings. Porota ocenila zajímavé a chytré konstrukční řešení této budovy. Použití betonu je názorné především uvnitř muzejních místností (betonových krabic), kde byl použit vzor klasického dřevěného bednění a struktura dřeva je dobře viditelná. „Nové muzeum MAS je rozhodně obohacením Antverp“, konstatovala porota. Na vítězství to ovšem nestačilo, v tomto ohledu má tato výjimečná betonová budova trochu smůlu. Již dvakrát byla nominována na architektonická ocenění a vždy ji někdo předešel – ať už to byla soutěž „Dutch Design Award“ – cena za nejlepší holandský design roku udělovaná v rámci přehlídky designu „Dutch Design Week“ na konci října 2011 v Eindhovenu nebo nedávná soutěž o nejlepší holandské betonové stavby. Doma není nikdo prorokem. Ať tak či tak, muzeum MAS září v antwerpském přístavu jako maják a své obdivovatele a návštěvníky přitahuje i bez toho. Z ÁV Ě R

Betonprijs je iniciativou Nizozemské betonářské společnosti (Betonvereiniging) a je podporována jak organizacemi sdružujícími výrobce betonu a betonových produktů, tak organizacemi zajišťujícími výzkum a vývoj a v neposlední řadě i státními orgány vodního hospodářství a životního prostředí. „Jsem rád, že mohu konstatovat, že stavební sektor i v těchto těžkých časech zůstává pořád inovativní“, prohlásil během vyhlašování vítězů Wienke Bodewes, ředitel developerské společnosti Amvest a současně předseda poroty této soutěže. „Mezi projekty zaslanými do soutěže bylo mnoho skvělých návrhů, které dokazují, že architekti, stavbaři a investoři mohou velmi dobře spolupracovat“, dodal Bodewes. Jitka Prokopičová (autorka žije v Holandsku) e-mail: [email protected]

Fotografie na obr. 1 až 4 Betonvereniging/ Betonprijs2011, obr. 5a, b Sarah Blee / © Neutelings Riedijk Architect, obr. 5d, e, f Scagliola Brakkee / © Neutelings Riedijk Architect, obr. 5c archiv Neutelings Riedijk Architect


❚

1/2012

3D MODELOVÁNÍ ZALOŽENÉ NA BIM Prefabrikované i monolitické konstrukce Rozsáhlé knihovny spojů a maker pro vyztužování Automaticky generované výkresy forem i výztuží včetně tabulek a výpisů Propojení se statickými programy (SCIA Engineer, Dlubal, STAAD.Pro...) Export dat pro NC stroje KOMPLEXNÍ SOFTWAROVÉ ŘEŠENÍ Všechna data v jediném modelu Sdílení informací v průběhu všech etap projektu Modul pro řízení stavby Snadné provádění změn a kontrola kolizí Bezplatný prohlížeč modelů TeklaBIMsight

SNADNÉ MODELOVÁNÍ BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ, KVALITNÍ DOKUMENTACE

Construsoft s.r.o. Sadová 2, 750 02 Přerov Tel.: 581 209 537 [email protected]

W W W. C O N S T R U S O F T. C Z


❚

MAIN POINT KARLIN

STRUCTURES

❚

MAIN POINT KARLIN

1

Jiří Hejda, Martin Čvančara Nosná konstrukce budovy Main Point Karlin má několik velmi zajímavých detailů. Půdorys podzemních podlaží se nekryje s půdorysem nadzemních podlaží a rastr svislých nosných prvků PP vychází z prostorových požadavků garáží, zatímco NP budou sloužit administrativním účelům. Statik navrhnul přechod mezi oběma systémy pomocí šikmých sloupů v 1. a 2. NP. Suterénem objektu prochází proplachovací kanál z koryta Vltavy. Uprostřed původního pozemku stála opěra lávky pro pěší přes rušnou komunikaci, kterou bylo třeba zachovat a zakomponovat i se zaústěním lávky do objektu.

❚ There are several very interesting

details within the Main Point Karlin load-bearing structure. The layout of underground floors doesn´t fit with the layout of floors above the ground. While the grid of vertical load-bearing elements of underground floors is designed according to garage space requirements, a building above the ground is designed for administrative usage. Slope columns were used as connecting link between both systems.

M Í S T O A K O N C E P T N ÁV R H U

Poloha pozemku je v kontextu okolní zástavby zcela výjimečná. Tak jako 24

protější Danube House tvoří příď nové výstavbě River City Prague, budova Main Point Karlin uzavřela a završila dominantní přídí mohutný blok zástavby počínající hotelem Hilton. Tato příď se stala přirozenou dominantou v ose komunikace Rohanské nábřeží od hotelu Olympic (obr. 1). Pro lokalitu byla dána poměrně jasná regulační pravidla, v mnohém výstavbu silně omezující – výškové i půdorysné regulace, dopravní napojení, pěší trasa vč. lávky procházející napříč pozemkem, zachování proplachovacího kanálu ad. (obr. 2 až 4). Cílem bylo nalézt tvar a strukturu nové zástavby, která vytěží z daného pozemku maximum a zároveň neztratí nic ze svých kvalit při důsledném dodržení všech daných regulací a omezení. Navržený objekt organických tvarů splňuje všechny předložené požadavky. Není třeba řešit rozdíly v požadované šířce ulic, průchody územím, příjezdy k benzinové pumpě – zaoblené fasády se všem těmto překážkám vyhýbají elegantní křivkou a výsledný tvar budovy neztrácí nic na své působivosti. Jako by zde žádná omezení neexisto-

vala a budova byla postavena na stopě dávno zaniklých vltavských ostrůvků. Tento klín vložený mezi ostře řezanou, monumentální stavbu Danube House a rozdrobenou zástavbu starého Karlína neodporuje ani jedné z obou stran. Jemné křivky nekonkurují přídi Danube House ani netvoří neprostupnou hradbu směrem ke Karlínu, naopak se otevírají pěším procházejícím přes lávku a nabízejí klidný prostor široké kryté pasáže přímo pod středem budovy. Hlavní fasáda budovy – zakřivená plocha, jakýsi „pás“, obalující 2. až 10. NP – je výrazně plasticky tvarována vertikálními pilastry a zároveň je po celém obvodě prolomena francouzskými okny (na celou výšku kanceláře). Fasáda tím získává hloubku a zajímavý proměnlivý vzhled při pohledu zvenčí (jasně se odlišující od unifikovaných plochých prosklených fasád) a zároveň při pohledu zevnitř nabízí díky francouzským oknům unikátní výhledy na Prahu. Organický tvar půdorysu nadzemních podlaží bez rohů budovy umožňuje unifikovaný prostor podél celého obvodu budovy a zcela eliminuje rohové


❚

1/2012


2

STRUCTURES

3

místnosti, což umožňuje umístění plnohodnotných pracovišť podél celé fasády. Tento architektonický prvek v kontextu české architektury vnímáme jako výjimečný počin. Výsledkem spolupráce trojúhelníku architekt-statik-klient již v rané fázi projektu je smělé řešení parteru, kde je přechod zcela jiného osového systému v suterénech a v nadzemních podlažích elegantně vyřešen systémem šikmých sloupů. Pohledový beton šikmých sloupů v kontrastu s přísně svislými liniemi barevně laděné fasády vytváří při pohledu z dálky iluzi vznášející se válcovité budovy, která se při průchodu mezi sloupy mění v dojem bytelnosti a solidnosti. VNITŘNÍ DISPOZICE

Budova má tři suterény (obr. 7a) půdorysného tvaru nepravidelného hexagonu o rozměrech cca 100 x 50 m a deset nadzemních podlaží s oblým pů-

dorysem přibližně vepsaným nad výše uvedený hexagon. V suterénech jsou zejména podzemní garáže pro osobní automobily. Parter je rozdělen pasáží, do které ústí ocelová lávka přicházející od komplexu budov na nábřeží Vltavy, na tzv. velkou a malou podnož. Velké podnoži dominuje prostorná hala hlavního vstupu do objektu s točitým schodištěm. Dále je zde velká kantýna se zázemím a technologickými prostory. V malé podnoži je situován druhý velký vstup do objektu a patrová kavárna. Ve vyšších podlažích převládají kancelářské prostory doplněné minoritně o sklady a sociální zařízení. Členění prostoru na kancelářské jednotky, hlavní náplni budovy MPK, je podřízen celý návrh půdorysné stopy. Organické tvary umožňují velmi variabilní kancelářské využití. Z jednotlivých komunikačních jader (která zároveň obsahují potřebný servis – toalety, ku-

4a

1/2012

❚

❚

Obr. 1 Pohled na dokončenou budovu MainPoint Karlin od Danube House přes ulici Rohanské nábřeží ❚ Fig. 1 View of the completed building Main Point Karlin from Danube House over the Rohanské nábřeží street Obr. 2 Původní parcela s lávkou pro pěší přes rušnou komunikaci ❚ Fig. 2 Original piece of land with a footbridge over a busy street Obr. 3 Odtěžování stavební jámy zajištěné kotvenými milánskými stěnami a provizorní zajištění „zkrácené“ lávky ❚ Fig. 3 Extraction of the foundation pit fastened by anchoring concrete diaphragms and temporary provision of the „shortened“ footbridge Obr. 4 Základová deska, a) příprava výztuže v místě založení sloupu, b) pohled do stavební jámy s částečně zabetonovanou základovou deskou, nahoře uprostřed je připravený prostup milánskými stěnami pro ústí proplachovacího kanálu ❚ Fig. 4 Foundation slab, a) reinforcement detailing on the place of a column foundation, b) view into the foundation pit with a partly concreted foundation slab, top middle is a flushing canal entry being prepared through the concrete diaphragm

4b


25


❚

STRUCTURES Obr. 5 Ukončení svislých nosných suterénních sloupů s přesahy výztuže pro šikmé sloupy 1. NP ❚ Fig. 5 Ending of vertical loadbearing basement columns with reinforcement overlaps into sloping columns on the first floor Obr. 6 Šikmé sloupy 1. a 2. NP, a) osazení nosných prvků bednění do požadovaného směru, b) výstavba bednění, c) vybetonované sloupy a postupné odbedňování, d) sloup „procházející“ nosnou stěnou ❚ Fig. 6 Sloping columns of the first and second floors, a) instalation of framework load-bearing elements into required direction, b) framework erection, c) concreted columns and their gradual formwork stripping, d) a column growing out of the wall Obr. 7 Napojení svislého nosného sytému NP na suterénní nosný sytém pomocí šikmých sloupů, a) řez budovou, b) prostorové schéma šikmých sloupů ❚ Fig. 7 Connection of two different vertical load-bearing systems by slope columns, a) section of the building, b) 3D scheme of slope columns Obr. 8 a) Ústí proplachovacího kanálu, b) průchod kanálu objektem v kolektoru pod podlahou 1. PP ❚ Fig. 8 a) Flushing canal entry, b) passing of the flushing canal through the collector under the floor of the first basement of the building 5

26

Obr. 9 Výstavba vyšších NP a), b) floors a), b)

6a

6c

6b

6d

❚

Fig. 8

Erection of higher


❚

1/2012


chyňky, úklid, archivy atd.) se vstupuje vždy do středu nejširší části objektu. Ve vzdálenější části se půdorys zúží (cca 14 až 16 m) na klasický trojtrakt se střední zónou jednacích a komunikačních prostor. NOSNÁ KONSTRUKCE OBJEKTU

Hlavní budova se skládá z jednoho di-

8a

8b

7a

7b

latačního celku. Nosnou konstrukcí je monolitický železobetonový skelet tvořený stropními deskami a sloupy doplněný nosnými stěnami komunikačních jader a v suterénech obvodovými stěnami. Budova je založená na základové desce. Suterény jsou z hlediska ochrany proti vodě a zemní vlhkosti navrženy jako bílá vana.

9a

1/2012

❚

❚

STRUCTURES

Založení budovy a spodní stavba Konečný návrh založení budovy plošně na základové desce tloušťky 750 až 1 500 mm vychází z ekonomického propočtu několika variant plošného a hlubinného založení v kontextu návrhů zajištění stavební jámy. Byly vyhodnocovány varianty s využitím milánské stěny, tenké základové desky

9b


27


❚

STRUCTURES

10

12

11

13a 13b

a založení na pilotách, plošného založení na základové desce, a to v různých kombinacích. Výběr výsledné varianty samozřejmě vždy závisí na interakci geologického profilu v dané lokalitě, výšce budovy (zatížení) a hloubce založení (počet suterénů). Dalším neopominutelným faktorem, výrazně ovlivňujícím výsledný výběr varianty, zde byl nezanedbatelný vztlak vody na základovou desku v případě vzdutí hladiny podzemní vody, která vzhledem k vysoké permeabilitě souvrství nadloží rychle koresponduje s hladinou nedaleké Vltavy. Vzhledem k dodatečným úpravám a instalaci protipovodňových opatření kolem budovy tento, nyní možný a ve statických výpočtech uvažovaný, vztlak nyní dosahuje až 150 kPa. Na takové zatížení byly jednotlivé konstrukce (základová deska a obvodové suterénní stěny) navrženy, vyztuženy a posouzeny z hlediska šířky trhlin (obr. 4). Konstrukce byla posuzována i z hlediska vyplavání, tzn. že byly aplikovány nelineární výpočty s vyloučenými tahy v základové spáře v místech, kde váhová bilance nebyla dostatečně bezpečná. Nosnou konstrukcí v suterénech je železobetonový skelet tvořený stropními deskami, sloupy, obvodovými stěnami a nosnými stěnami komunikačních jader. Základní modul sloupů je 7,8 x 7,8 m. Stropní desky tloušťky 300 mm jsou navrženy jako křížem armované desky lokálně podporované sloupy. Monolitické stěny vnitřních komunikačních jader jsou navrženy tloušťky 200 až 250 mm, obvodové stěny tloušťky 350 mm. Ve druhém suterénu probíhá budovou proplachovací ka28


❚

1/2012


❚

STRUCTURES

14 Obr. 10 Vynechaný smršťovací pruh ve stropní desce ❚ Fig. 10 Skipped shrinkage path in the floor slab

15

Obr. 11 Dostavba horních třech podlaží na vyšší části objektu ❚ Fig. 11 Extension of the upper three floors on the higher part of the building Obr. 12 Monolitické betonové spirálové schodiště ve vstupní hale ❚ Fig. 12 Cast-in-situ concrete round staircase in the entrance hall Obr. 13 Lávka pro pěší, a) odbednění obnovené podpěry na stropě 1. PP, b) zaústění lávky do průchozí veřejné pasáže v úrovni parteru ❚ Fig. 13 Footbridge, a) framework removal of the reconstructed bridge support on the ceiling of the first basement, b) footbridge accession into public passage on the parter level Obr. 14 Dokončená budova Main Point Karlin s barevnými sklocementovými fasádními prvky ❚ Fig. 14 Completed Main Point Karlin building with coloured glassfibrereinforced cement facade elements Obr. 15 Pohled přes střešní terasu na vyšší část objektu ❚ Fig. 15 View over a roof terrace of the higher part of the building

1/2012

❚


29


❚

STRUCTURES Obr. 16 Oválné vnitřní atrium Fig. 16 Oval inward atrium

❚

Obr. 17 Vnější šikmé sloupy mezi suterénními konstrukcemi a svislou nosnou konstrukcí NP, viz obr. 9b ❚ Fig. 17 External sloping columns, see fig. 9b Obr. 18 Interiér objektu, a) prefabrikované meziokenní pilíře, b) volný prostor mezi fasádami umožňuje členění dle požadavků nájemce ❚ Fig. 18 Interior of the building, a) pre-casted columns between windows, b) free space between facades enables dividing of the room according to tenant's demands

jejichž podporu tvoří trámy ve stropní desce nad 8. NP. Další trámy jsou otočeny vzhůru nad desku nad 10. NP, a to z důvodu absence několika sloupů v tomto posledním podlaží. Schodiště a rampy V objektu jsou tři velká schodiště, která jsou umístěna do schodišťových železobetonových šachet. Schodiště mají prefabrikovaná schodišťová ramena osazená na ozuby monolitických podest a mezipodest přes pružné akustické tlumící podložky. Točité schodiště ve vstupní hale vedoucí z přízemí do 3. NP (obr. 12) a malé schodiště z přízemí do suterénů jsou monolitická. Monolitické sjezdové a výjezdové rampy byly betonovány s použitím prvků pro dodatečné napojení výztuže – Stabox. 16

nál. Kanál vedený v laminátovém potrubí (obr. 8) je uložen v železobetonovém uzavřeném prostoru, který je součástí stropní desky nad 2. PP, která je na toto zatížení navržena. Na stropní desku nad prvním suterénem je uložena ocelová lávka přes ulici Rohanské nábřeží (obr. 13). Horní stavba Nosnou konstrukcí v nadzemních podlažích je železobetonový skelet tvořený stropními deskami, sloupy a nosnými stěnami komunikačních jader. Svislou nosnou konstrukci prvních dvou podlaží tvoří kromě nosných stěn jader šikmé sloupy kruhového průřezu o průměru 600 mm. Konstrukce je zde navržena tak, aby střednice vzájemně se stýkajících prvků (sloupy a stropní deska) směřovaly do jednoho průsečíku (obr. 6 a 7). Horizontální síly jsou přenášeny stropními deskami do základových konstrukcí stěnami komu30

nikačních jader a obvodovými stěnami suterénů. Stropní deska nad 2. NP má tloušťku 300 mm. Stropní desky všech vyšších podlaží mají tloušťku 220 mm a jsou podporovány obvodovými sloupy ve vzdálenostech 8,2 m. Druhá řada sloupů je v osové vzdálenosti 5,08 m. Okraj stropní desky je ztužen prefabrikovanými meziokenními pilíři průřezu 150 x 490 mm v osové vzdálenosti cca 1 360 mm. Díky rámovému účinku konstrukce fasády je průhyb okraje stropní desky redukován (obr. 9). Spojení prefabrikovaných prvků s monolitickou konstrukcí stropní desky proběhne dole osazením na kotevní prvek a nahoře provázáním výztuže prefabrikátu s výztuží stropní desky. Z důvodu různých rozpětí jsou nad některými sloupy uvnitř půdorysu navrženy zesilující hlavice celkové tloušťky 470 mm. Poslední dvě podlaží půdorysně uskakují. V uskočených půlkruhových fasádách jsou nosné sloupy,

Smršťovací sektory Budova byla v průběhu výstavby rozdělena na pět smršťovacích sektorů, předělených smršťovacími pruhy (obr. 10). Pro eliminaci důsledků reologických procesů byla navržena betonáž samostatných sektorů maximální délky cca 30 m. Betonáž tzv. smršťovacích pruhů byla předepsaná s odstupem až devadesáti dnů. Tím bylo do jisté míry eliminováno značné tahové napětí, které by bylo do konstrukcí vnášeno a případně by muselo být přeneseno přídavnou tahovou výztuží. TECHNOLOGIE, EKOLOGIE, U Ž I VAT E L S K Ý K O M F O R T

Veškeré fáze návrhu, od urbanistického tvarování hmoty stavby až po finální řešení konstrukčních detailů, byly řešeny s vizí vzniku svébytné moderní ekologicky šetrné administrativní budovy, která je zároveň maximálně vstřícná ke svým uživatelům, tzn. maximum „jednoduchých řešení“ bez závislosti na složitých technologiích (možnost větrání okny, přirozené stínění oken mezi-


❚

1/2012

❚


STRUCTURES

18a 18b

17

okenními pilíři, vnější žaluzie, jednoduše čitelný půdorys libovolně dělitelný ad. V maximální možné míře jsou pro stavbu uvažovány místní, dále zpracovatelné materiály bez jakéhokoli kompromisu v kvalitě a estetickém výrazu. Půdorysný tvar budovy příznivě snižuje celkovou plochu fasády – organický tvar je nejvhodnější z hlediska tepelných ztrát a zisků a zároveň umožňuje použitím jednoduché modulace libovolné členění i maximální ekonomizaci výstavby použitím jednoho jediného modulu po celém obvodě stavby. Opakování stále stejného detailu umožňuje jeho dokonalé vyřešení a využití prefabrikace, aniž by toto mělo vliv na kvalitu a sílu celkového architektonického výrazu. Byla zvolena z hlediska tepelných zisků i ztrát příznivější poloprosklená fasáda, kde se francouzská okna střídají s masivními meziokenními pilíři (obr. 18). Její výrazná plasticita poskytuje přirozené stínění prosklených 1/2012

❚

ploch. Okna jsou doplněna o vnější žaluzie s automatickým řízením (s prioritou manuálního ovládání pro maximální uživatelský komfort). Vnitřní komfort je dále posílen osazením tichých stropních indukčních jednotek minimalizujících rychlost proudění upravovaného vzduchu a rozdíly jeho teplot v jednotlivých částech místnosti. Samozřejmostí je i možnost přirozeného větrání. Chladící jednotky VZT využívají primárně tepelné čerpadlo, umístěné v umělém vltavském proplachovacím kanálu, který prochází druhým podzemním podlažím budovy Main Point Karlin. Vzhledem k jeho daleko vyšší účinnosti oproti střešním chladičům (ty jsou zde pouze jako rezerva) je dosaženo významně lepší ekonomiky provozu.

Developer Architektonické řešení Projektant stavební části Generální dodavatel Technický dozor investora

PSJ INVEST, a. s. DaM, architektonická kancelář, s. r. o. AED project, a. s. PSJ, a. s. Remin, spol. s r. o.

Ing. arch. Jiří Hejda DaM, architektonická kancelář, s. r. o. Na dolinách 168/6, 147 00 Praha 4 tel.: 244 464 761 e-mail: [email protected] Ing. Martin Čvančara Interstat, s. r. o. Zlatnická 1128/6, 110 00 Praha 1 tel.: 732 223 838 e-mail: [email protected]

Z ÁV Ě R

Kolaudace budovy a její předání novému uživateli proběhlo v srpnu 2011.


Fotografie: obr. 2 až 13a Ing. Martin Čvančara, obr. 1 a 13b až 18b Filip Šlapal

31


❚

STRUCTURES

STEELPARK – SKATE-BOARDOVÝ PARK VE ŠVÉDSKÉM LULEA

1

Zajímavý skateboardový park byl vybudován během jara 2011 ve švédském Lulea. Staré ocelové části vybavení z nedaleké ocelárny jsou zabudovány do tvarovaných betonových ploch. Skateboardový park je součástí rozsáhlého sportovního parku, který je budován se zaměřením „pro děti i pro jejich prarodiče“. Místní mládež předala projektantům parku dlouhý seznam prvků, který by si v parku přála. Park je vybudován na mírné místní vyvýšenině, což po-

2

4

32


❚

1/2012


❚

STRUCTURES

3b 3a

3c

někud smazává jeho vnímání jako zahloubeného „bazénu“ (obr. 1). Hned na kraji zahloubené části leží stará vysoká pec, jejíž vnitřek nyní slouží pro skating. Od ní vede zakřivená dráha skateboardisty ohyby a oblouky přes různá zpomalení či zrychlení až do otevřené plochy. Oblé tvary zde přecházejí v hranaté a zbarvený povrch betonu do světle šedého. Povrchy betonu by zpracovány ručně technologií stříkaného vlhkého betonu. Beton byl nejprve nastříkán v hrubých předepsaných tvarech. Po té byly postupně stříkány a hlazeny pomocí různě jemných hladítek v předepsaných intervalech další vrstvy (alespoň pět), až bylo dosaženo požadované kvality (tvaru a hladkosti) betonového povrchu (obr. 2). Uhlazená vrstva betonu vždy pevně přilnula k podkladu a ztvrdla s hladkým slinutým „skleněným“ povrchem, zatím co jemné kamenivo se zabořilo do předchozí vrstvy. Tento postup zaručil výrobu výborného a odolného povrchu pro skating s vysokou trvanlivostí při častém užívání skateboardisty i v drsném skandinávském klimatu. Autorem architektonického návrhu parku je architekt Janne Saario, www.jannnesaario.com.

PRO ZAJÍMAVÉ PROJEKTY V ENERGETICE

HLEDÁME projektového manažera v investiční výstavbě (VŠ technického směru)

zkušené projektanty (VŠ technického směru)

developera projektu statika se zaměřením na vodní stavby

Fotografie a obr. 1 Janne Saario

vedoucího nákupu

Redakce časopisu děkuje za poskytnuté materiály a souhlas s přetiskem

(stavba a technologie)

redakci časopisu Betoni.

t tel.: +420 603 488 883 t e-mail: [email protected]

Obr. 1

Situace

Obr. 2

Hlazení nastříkané prostorově tvarované betonové plochy

Obr. 3

Očekávané otevření parku pro veřejnost, červen 2011, a), b), c)

Obr. 4

Běžný provoz parku v srpnu 2011

1/2012

❚

www.hydropol.cz


33


❚

STRUCTURES

BYTOVÝ KOMPLEX VINOHRADIS V BRATISLAVE ❚ RESIDENTIAL COMPLEX VINOHRADIS IN BRATISLAVA Július Šoltész, Iyad Abrahoim Príspevok predstavuje jeden z najväčších bytových komplexov

Vtáčnik

v Bratislave. Je zameraný na popis základných dimenzií komplexu, parametrov nosnej konštrukcie s dôrazom na prezentovanie doskostenovej železobetónovej priestorovo pôsobiacej nosnej konštrukcie obytných domov. V súčasnosti je ukončená výstavba prvej etapy a prebieha dopredaj posledných bytov a odstraňovanie kolaudačných závad.

❚ The

paper introduces one of the largest residential complexes in Bratislava, where construction process of the first part was recently finished. We describe the basic dimensions of the construction process and the design process. We focus on the behavior of the reinforced concrete shell structure.

Ú Z E M I E A Š I R Š I E V Z ŤA H Y

Obytný komplex Vinohradis sa nachádza na juhovýchodnom úpätí Malých Karpát, pod Kamzíkom v katastrálnom území Bratislava Vinohrady. Vyrastá v novovznikajúcej lokalite Nová Koliba – Vtáčnik, ktorá je určená v návrhu územného plánu zóny – Podhorský pás, pre nízkopodlažnú obytnú zástavbu (obr. 1). V územnom pláne je oblasť vymedzená ulicami Sliačská a Podkolibská. Ide o svahovité územie bývalých vinohradov, ktorých terasy boli dokončené v päťdesiatych rokoch minulého storočia. Nadmorská výška lokality je od 175 do 210 m nad m. Priemerná ročná teplota je 9,3 °C a priemerný ročný úhrn zrážok je 669 mm. Prístup k plánovanému komplexu bol zo Sliačskej ulice asfaltovou a poľnou cestou, z Pionierskej ulice mostom ponad železnicu a taktiež asfaltovou a poľnou cestou. Prevažná časť bytov je orientovaná na severovýchod s výborným výhľadom na Bratislavu. Komplex zatiaľ pozostáva z obytných objektov s označením A, B, C, D a obchodno-obytného objektu E. Prvá etapa pozostáva z objektov A, B.

1 Tab. 1 Termíny a rozsah výstavby prvej etapy a rozsah výstavby prvej etapy

Hrubá stavba Ukončenie stavby Stavebné náklady Náklady na hrubú stavbu

Zastavaná plocha [m2] Zastavaný objem [m3] Spotreba betónu [m3] Debnenie – stropy [m2] Debnenie – steny [m2] Rozsah RDS – časť statika VT a VV – základy [kg/m3] Priemerná spotreba – stropy [kg/m3] výstuže – steny a jadrá [kg/m3]

❚

Tab. 1

Termíny

jún 2008 až jún 2009 apríl 2010 21,6 mil. EUR 6,8 mil. EUR Objekt A 17 129 51 779 8 940 19 810 25 000 296 89,9 108 92kg

Objekt B 17 049 51 330 8 430 13 915 27 370 262 82,5 94 86

Celkem 34 178 103 109 17 370 33 725 52 370

P O P I S S TAV E B N Ý C H O B J E K T O V

Objektová skladba obytného komplexu Súbor objektov A je bytový dom vyššieho stredného štandardu, súbor objektov B – mestské vily, je vysokého štandardu. Súbor objektov A pozostáva z dvoch dilatačných celkov A1 a A2. V podzemí obidvoch celkov sú vytvorené priestory pre parkovanie. Objekt A1 má tri podzemné a tri nadzemné podlažia, pričom ich pôdorys má pravidelný tvar a maximálne pôdorysné rozmery objektu sú 40,9 a 12,6 m. Celková výška objektu je 15,9 m, pričom táto výška je daná výškou výťahovej šachty. Objekt A2 má tri podzemné a päť nadzemných podlaží, pričom ich pôdorys má pravidelný tvar a maximálne pôdorysné rozmery objektu sú 68 a 55 m. Celková výška objektu je 21,9 m. Súbor objektov B sa skladá z dvoch dilatačných celkov a zo štyroch samostatných bytových domov B1 až B4. Súbor má jedno spoločné podzemné podlažie a štyri nadzemné podlažia s ustupujúcim horným podlažím. Pôdorysy všetkých objektov majú členitý tvar. Maximálne rozmery má objekt B4, a to 23,2 x 37,1 m. Celková výška napr. objektov B3 a B4 je 14,125 m. Výškový rozdiel medzi objektami „B1, B2“ a „B3, B4“ je 1,04 m. 34

Výstavba v náročnom svahovitom teréne vyvolala rozsiahle terénne úpravy, výstavbu nových komunikácií (obr. 2), zložitých oporných múrov (obr. 3), prekládky a úpravy existujúcich sietí (obr. 4) a terénnych schodísk. Zakladanie objektov Z hľadiska inžinierskej geológie je záujmové územie tvorené kvartérnymi deluviálnymi a antropogénnymi sedimentami, v podloží ktorých sa nachádzajú paleozoické granitoidné horniny postihnuté rôznou intenzitou zvetrania (od zvetraných až po úplne rozložené). Povrch skúmaného územia je na mnohých miestach tvorený navážkami piesku ílovitého, ílu piesčitého a ojedinele aj štrku ílovitého, ktoré vznikli najmä pri vyrovnávaní terénu do terás pre pestovanie viniča, resp. pri úpravách terénu pre miestne komunikácie. Mocnosť navážok je väčšinou 1,2 m. Podzemná voda nebola zistená, avšak nevylučuje sa, že hlavne v jarnom období v čase topenia snehu, resp. v čase s hojnejším výskytom zrážkovej činnosti, môže podzemná voda prestupovať líniou puklín až blízko pod povrch súčastného terénu. Rozsah výkopových prác je zrejmý z obr. 5. Nekvalitné geologické zhodnotenie podložia, spôsobené najmä nehomogenitou podložia, zapríčinilo, že ná-


❚

1/2012


2a

3

Obr. 1

❚

STRUCTURES

2b

4

❚

Lokalita Vtáčnik

Fig. 1

Localion Vtacnik

Obr. 2 Nová prístupová komunikácia od Sliačskej; a) máj 2008, b) december 2009 ❚ Fig. 2 New approach road from Sliacska street, a) April 2008, b) December 2009

5

Obr. 3 Oporný múr, napojenie novej cesty na Sliačsku ulicu ❚ Fig. 3 Retaining wall, connection of the approach road into Sliacska street Obr. 4

Prekládky sietí

❚

Fig. 4

Displacement of piping systems

Obr. 5 Výkopové práce a základová škára the footing bottom

❚

Fig. 5

Obr. 6 Satelitný snímok staveniska (objekty A a B) picture of the building site

❚

Excavation and Fig. 6

Satellite

vrh základových konštrukcií – základových dosiek – musel byť trikrát revidovaný. Pri preberaní základovej škáry statikom a geotechnikom bolo zistené, že geotechnické vlastnosti zemín (pevnostné a deformačné charakteristiky), ktoré boli určené na základe výsledkov realizovaného podrobného inžiniersko-geologického prieskumu, sú výrazne lepšie ako vlastnosti zistené „in-situ“ pri obhliadke základovej škáry. Pre presnejšie stanovenie deformačných charakteristík (modulu deformácie horninového prostredia) boli navrhnuté a realizované statické zaťažovacie skúšky doskou. Namerané hodnoty modulov deformácie boli až 10násobne nižšie, ako hodnoty uvedené v odporúčaniach z realizovaného inžiniersko-geologického prieskumu. Z uvedeného dôvodu bolo potrebné urobiť doplňujúce statické výpočty základovej dosky, v ktorých boli použité skutočne namerané hodnoty modulov deformácie. Winklerovská pružinová konštanta, ako inžiniersky akceptovaný model interakcie podložia a objektu, bola podľa predbežného IGP uvažovaná 40 000 kN/m3. Po statických a dynamických zaťažovacích skúškach podložia podľa STN 73 6190 sa radikálne zmenila hodnota winklerovskej pružinovej konštanty. Jej hodnota sa menila od 4 800 do 12 000 kN/m3. Objekt A má tri základové škáry. Prvá základová škára 1/2012

❚

6


35


❚

STRUCTURES

7

8a

je na kóte –3,65 m. Základová doska má hrúbku 500 mm (resp 700 mm ), je z betónu C25/30, pod ňou je vyrovnávacia betónová vrstva z betónu C12/15 hrúbky 100 mm. Druhá základová škára je na kóte –0,95 m a tretia základová škára je na kóte +1,85 m. Základová doska má hrúbku 830 mm, je z betónu C25/30, pod ňou je vyrovnávacia betónová vrstva z betónu C12/15. Retenčná nádrž na kóte –8,00 m (pod DC A2) je z betónu C30/37/BS2A – XA1(Sk)- Cl 0.2- Dmax 16- S3. Retenčná nádrž je navrhnutá a realizovaná technológiou bielej vane (BV), to znamená ako konštrukcia s limitovanou šírkou trhliny 0,2 mm. Parametre BV: • výška vodnej hladiny: max 1 až 5 m, • trieda požiadaviek na vodotesnosť stien, základovej dosky a stropov: A2, • konštrukčná trieda pre debnené stavebné diely: Kon2, • minimálna konštrukčná hrúbka Hsteny = min 300 mm, • krycia vrstva: Cnom = min 40 mm, • minimálne množstvo výstuže: ∅10/150 mm, • betón BS2, po dohode s projektantom statiky, možná náhrada. Objekt B má základovú škáru na kóte –4,27, resp. –4,52 m. Základová doska má hrúbku 500, resp 750 mm, je z betónu C25/30. Požiarna nádrž na kóte –7,27 m je z betónu C25/30/BS2A – XA1(Sk) – Cl 0.2 – Dmax 16 – S3. Je navrhnutá a realizovaná taktiež technológiou BV, to znamená ako konštrukcia s limitovanou šírkou trhliny. Pilotným riešením na Slovensku je horizontálne vyvedenie kanalizácie z objektov v základových doskách (obr. 7). Toto riešenie si vyžiadalo dodatočnú kontrolu kolíznych miest, ako sú napr. oblasti zo šmykovou výstužou v základovej doske pod stĺpmi, rohmi stien. Popis nosných konštrukcií Vertikálny nosný systém objektu A1 je riešený ako sústava vnútorných a vonkajších železobetónových nosných stien, stĺpov a dvoch železobetónových jadier, ktoré zároveň slúžia ako výťahové šachty. V železobetónových nosných stenách sú dverné a okenné otvory, často od stropu po strop. Obvodové nosné steny sú hrúbky 150 mm a použitý je betón C25/30. Na úrovni 3. PP je v mieste, kde stena zároveň slúži ako oporný múr, hrúbka steny zvýšená na 300 mm. Steny jadra a vnútorné steny, ktoré sú zároveň aj medzibytovými priečkami, majú zvýšenú hrúbku na 200 mm, aby vyhoveli z akustického hľadiska. Vystuženie nosných stien je riešené pomocou zváraných sietí doplnených o viazanú výstuž v miestach prechodu stropnou doskou a kde je to potrebné. Na úrovni 3. PP sú súčasťou stien stĺpy, ktoré zabezpečujú voľnú dispozíciu 3. PP. Na vystuženie vertikálnych konštruk36

Obr. 7 Ukladanie kanalizačných rozvodov do ZD ❚ Fig. 7 Placing of the sewage pipes into the foundation slab Obr. 8 a) Detaily styku ocelové konštrukcie roštu a stropnej dosky, b) pohľad do loftového bytu ❚ Fig. 8 a) Detail of the connection of the steel floor beam and RC floor slab, b) view into the loft flat

cií sa použila výstuž 10 505 (R). Konštrukčná výška podlaží je 3 m, na 3. NP sa mení na 3,2 m. Horizontálny nosný systém budovy je vytvorený z monolitických konštrukcií, ktorých hrúbka je 230 mm a sú z betónu C25/30. Tieto stropné dosky sú riešené ako obojsmerne vystužené dosky, po obvode uložené na nosných stenách, resp. prekladoch. Na úrovni 2. PP je doska po výške rozdelená na dve úrovne, pričom horná hrana dosky je na úrovniach –0,12 a –0,42 m. V budove sú okolo jadier umiestnené železobetónové schodiská, ktoré sú trojramenné s dvomi medzipodestami. Schodiskové dosky sú votknuté do nosných stien pomocou systému Halfen-Deha prvkami HBT 120-12/15-5-1250. Strešná konštrukcia je riešená ako monolitická stropná doska hrúbky 230 mm z betónu C25/30, má atiku výšky 600 mm, výšky pre strojovne výťahov sú 820 mm. Balkónové dosky v DSP boli pôvodne riešené ako monolitické s prerušeným tepelným mostom a to systémom Halfen-Deha. V RD sme prepracovali tento detail a balkónové dosky sme naprojektovali ako prefabrikáty s osadeným prerušením tepelného mosta, finálnou povrchovou úpravou a s možnosťou osadenia kotevných prípravkov pre konštrukciu balkónového zábradlia. Generálny dodávateľ z dopravných dôvodov realizoval balkónové dosky ako monolitické zo zmeneným systémom prerušenia tepelného mostu a to systémom AVI. Táto zmena „in-situ“ betonáže spôsobila lokálne problémy s rozvojom trhlín. Steny objektu sú votknuté do základovej dosky, ktorej základová škára je na kóte –3,650 m. Vertikálny nosný systém objektu A2 je v pricípe zhodný s A1. Je riešený ako sústava vnútorných a vonkajších železobetónových nosných stien, stĺpov a šiestich železobetónových jadier, ktoré zároveň slúžia ako výťahové šachty. Steny objektu sú votknuté do základových dosiek, ktorých základové škáry sú na kóte –3,65, –0,95 a +1,85 m. Hrúbka základovej dosky je 500 resp. 700 mm. Objekt A je riešený z dvoch dilatačných celkov. Objekt


❚

1/2012


❚

STRUCTURES

BETONG-OVERFLATER (BETONOVÉ POVRCHY) Ole H. Krokstrand, Oyvind Steen, Magne Magler Wiggen

8b

sme dilatovali, aby sme eliminovali vplyv teplotných účinkov. Šírka dilatačnej škáry je 10 mm, je vytvorená pomocou šmykových trnov Cret – série 10 (systém Halfen-Deha). Tieto šmykové tŕne sú umiestnené do dosiek a stien v mieste dilatácie. Presné rozmiestnenie tŕňov je uvedené vo výkresoch tvaru. Vertikálny nosný systém objektov B1 až B4 je riešený ako sústava vnútorných a vonkajších železobetónových nosných stien, stĺpov a ôsmich železobetónových jadier – dve na každý bytový dom. Obvodové nosné steny sú hrúbky 200 mm a nie 150 mm ako v objekte A. Na úrovni 1. PP je hrúbka obvodových stien zvýšená na 300 mm. Steny jadra a vnútorné steny, ktoré sú zároveň aj medzibytovými priečkami, majú hrúbku 200 mm. Na úrovni 1. PP sú súčasťou stien stĺpy, ktoré zabezpečujú voľnú dispozíciu 1. PP, ktoré je v prevažnej miere vyhradené parkovacím státiam. Horizontálny nosný systém budovy je vytvorený z monolitických konštrukcií, ktorých hrúbka je 230 mm a sú z betónu C25/30. Tieto stropné dosky sú riešené ako obojsmerne vystužené dosky, po obvode uložené na nosných stenách, resp. prekladoch. Stropná doska 1. NP je navyše ukladaná podľa požiadaviek architektúry na oceľové, pôdorysne zalomené U nosníky, čím sa vytvoril interierový priestor dvojnásobnej výšky pre loftové byty. Konštrukčné riešenie detailov je na obr. 8a. Architektonická vizualizácia interiéru je na obr. 10. Na úrovni 1. PP je doska hrúbky 230 a 270 mm rozdelená na dva dilatačné celky. Prvý dilatačný celok je po výške rozdelený na tri úrovne, pričom horná hrana dosky je na úrovniach –0,12, –0,52 a +0,52 m, druhý dilatačný celok je po výške rozdelený na dve úrovne, pričom horná hrana dosky je na úrovniach +0,52 a +0,92 m. Steny objektu sú votknuté do základovej dosky, ktorej základová škára je na kóte –4,27, resp. –4,52 m. Hrúbka dosky je 500 resp. 750 mm. Maximálny výkon betonáže bol práve na ZD 1. DC a to 1 360 m3 za 18 h. Objekt B je riešený z dvoch dilatačných celkov. Šírka dila1/2012

❚

Velmi zajímavá a dobře připravená kniha (byla oceněna) si zřejmě u nás mnoho čtenářů nenajde, je totiž napsána norsky. Velké norské nakladatelství Gyldendal, jehož rekonstruované a rozšířené sídlo v Oslu získalo ocenění Evropské sítě betonářských organizací ECSN za nejlepší betonovou stavbu 2008 (Beton 1/2009), připravilo pro zájemce z řad odborné, možná i laické, veřejnosti knihu o betonových površích. Publikace je rozdělená na tři části. V té první, která začíná osmi celostránkovými fotografiemi detailů betonových povrchů, se autoři po ukázkách a popisu různých typů betonových povrchů zaměřili na faktory ovlivňující jejich výslednou estetiku. Popisují, vysvětlují a s bohatým doprovodným obrazovým materiálem zdůrazňují, co je důležité při návrhu a přípravě bednění, co při návrhu, výrobě, ukládání a ošetřování čerstvého betonu. Seznamují čtenáře s různými typy betonů, s různými technologiemi úprav jejich povrchů a vzájemnými vazbami mezi nimi. Pozornost je věnována kontrole na všech stupních, jak ji navrhovat, provádět, vyhodnocovat, na co se zaměřit, v které fázi. Své místo zde má i postupně vznikající patina a stárnutí betonových povrchů a ukázky jejich dobře a špatně zvládnutých projevů s patřičným vysvětlením příčin. Ve druhé části publikace je představeno šestnáct betonových konstrukcí postavených v Norsku od roku 2000, jsou to knihovny, divadla, školy, mosty ad. Třetí část – přílohy se věnuje různým postupům a technologiím nápravy nepovedených betonových povrchů. V tom se ukazuje mistrovství řemeslníků. Výsledný povrch nenese žádné známky toho, že pohledová plocha nebyla na poprvé zcela zvládnutá a bylo opravováno. To, co je postrachem českých architektů a stavebníků – opravy následků nedbalé přípravy či zanedbané kontroly, jejichž výsledek je obvykle horší než nepovedený původní povrch, je zde naopak ukázkou pečlivě a přesně zvládnutých postupů různých sanačních technologií, vše fotograficky zdokumentováno. Z mého pohledu je to nejdůležitější část knihy. Případné zájemce mohu uklidnit, že norština je hodně podobná angličtině a se slovy, která angličtinu nepřipomínají, vám pomůže některý z on-line slovníků dostupných na internetu. A v knize je opravdu hodně obrazového materiálu. Jana Margoldová Nakladatelství Gyldendal Norsk Forlag AS 2011 [email protected] ISBN 978-82-05-40282-9


37


❚

STRUCTURES

9

10

11

tačnej škáry je 30 mm. V základovej doske je do dilatačnej škáry vkladaný tesniaci pás SIKA O32* a do dilatačnej škáry nad 1. NP sa vkladal polystyrén. VIZUALIZÁCIE

Architektonické vizualizácie a model majú najmä marketingový efekt. Nám dopomohli k správnemu pochopeniu zámeru architekta a vytvoreniu optimálneho nosného systému a komunikačných rámp do parkovacích podzemných podlaží. V Ý P O Č T O V É M O D E LY

Skúsený statik používajúci moderné CAD FEM technológie na 3D statickú a dynamickú analýzu nosných konštrukcií musel dospieť k tomu istému záveru ako my. „Zatiaľ nie je možné vytvoriť jeden komplexný, univerzálny výpočtový model, ktorého výsledky sú použiteľné na celý rozsah navrhovania železobetónových konštrukcií.” Veľké množstvo zostavených modelov nám umožňuje digitálne navrhovať ohybovú a šmykovú výstuž do prútových a škrupinových prvkov a posudzovať deformácie, priehyby s uvážením rozvoja trhlín, aktuálnej výstuže a reológie betónu, posudzovať limitnú šírku trhlín.

38

12a

12b

12c

12d


❚

1/2012

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E Obr. 9 Panoramatický nadhľad na riešené objekty A a B Fig. 9 Panoramatic view of buildings A and B Obr. 10

Interiér loftového bytu

❚

Fig. 10

❚

STRUCTURES

❚

Interior of the loft flat

Obr. 11 FEM model DC1 objektu A z vizualizácie na obr. 9 (autor A. Barták) ❚ Fig. 11 FEM (Finite element model) of one dilatation unit of the building A, see the visualization on picture 9 (author A. Barták) Obr. 12 a) Retenčná nádrž, b) izokorby nad vchodmi do objektov, c) betonáže v zime, d) hrubá stavba ❚ Fig. 12 a) Rain flood water pool, b) ISO elements – balcony connections, c) concreting in winter, d) carcass Obr. 13 a) Intenzívne využitie efektu gabiónov ako oporných múrov a obkladov železobetónových stien – objekt A, b, c) finálna úprava balkónových dosiek s prerušeným tepelným mostom – objekt B ❚ Fig. 13 a) Intensive utilization of effect of gabions as retaining walls and facings of RC walls – building A, b, c) final surface treatment of balcony slabs with ISO elements – building B

Literatúra: [1] ISPO, spol. s r. o., inžinierske stavby, ateliér Bratislava www.ispo.sk: DSP, RD – profesia statika [2] ISPO, spol. s r. o., inžinierske stavby, ateliér Prešov: DSP, RD – Konštrukcie PS [3] Cakov–Makara a kolektív, ateliér designu a architektúry: DSP, RD – architektúra [4] GTC, LEXXUS: www.vinohradis.sk [5] EURONORMY: STN EC0, STN EC1, STN EC2, STN EC8 [6] STRAP2011 – Structural Analysis Programs, ATIR Izrael, www.strap.sk

13a

REALIZÁCIA A DOKONČENIE DIELA

Na záver príspevku uvádzame niekoľko obrázkov z výstavby objektov A, B (obr. 12) a dielo po ukončení výstavby (obr. 13).

13b 13c

Identifikačné údaje stavby Investor Generálny dodávateľ Riadenie projektu Architektúra KPS Statika Zakládání, projekt

GTC Real Estate Management, s. r. o. CFE Slovakia, s. r. o. ENG2, spol. s r. o. Cakov–Makara a kolektív, ateliér designu a architektúry ISPO, spol. s r. o., inžinierske stavby Prešov ISPO, spol. s r. o., inžinierske stavby, ateliér Bratislava Ekogeos, spol. s r. o. Doc. Ing. Július Šoltész, PhD. tel.: +421 259 274 384 e-mail: [email protected] ISPO, spol. s r. o., inžinierske stavby ateliér Bratislava Námestie slobody 23, 811 06 Bratislava 1 tel.: +421 252 450 123 e-mail: [email protected] Ing. Iyad Abrahoim, PhD. tel.: +421 259 274 551 e-mail: [email protected] oba: Stavebná fakulta STU v Bratislave Katedra betónových konštrukcií a mostov Radlinského 11, 813 68 Bratislava

1/2012

❚


39

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

❚

MATERIALS AND TECHNOLOGY

1

POROVNÁNÍ KONSTRUKCE NAVRŽENÉ S VYZTUŽENÍM BĚŽNOU BETONÁŘSKOU VÝZTUŽÍ A POMOCÍ DODATEČNĚ PŘEDPÍNANÉ VÝZTUŽE Z HLEDISKA UDRŽITELNÉHO ROZVOJE ❚ A PROJECT-BASED COMPARISON BETWEEN REINFORCED AND POST-TENSIONED STRUCTURES FROM A SUSTAINABILITY PERSPECTIVE Carol Hayek, Saleem Kalil

ukazují, že dodatečně předpínaná konstrukce

along with the measures that can speed up

s rozpětím 9,5 m umožní ušetřit 720 t CO2 jen

construction. The results show the post-tensioned

Článek předkládá porovnání železobetonové

na materiálu stropních desek. ❚ This paper

solution with spans up to 9.5 m allowed savings of

desky vyztužené běžnou betonářskou výztuží

presents a comparison between reinforced

720 t of CO2 from slab material alone.

a dodatečně předpínanou výztuží z pohledu udrži-

and post-tensioned concrete slab options with

telného rozvoje. Studie byla zpracována pro reali-

a focus on sustainability. The study is done on an

zovaný projekt Strata SE1, vysokopodlažní budo-

actual project, Strata SE1, a high-rise building in

vy v Londýně navržené s důrazem na udržitelnost

London designed to promote sustainability with

včetně unikátních větrných turbín. V článku je

its efficient design and unique wind turbines.

popsán praktický přístup k efektivnímu navrhování

The paper gives a practical approach on the

a jeho promítnutí do základních pravidel udržitel-

importance of structural design efficiency and

nosti se zaměřením na projektovou a realizační

how it translates to the sustainability triple bottom

fázi. Pro každé řešení je vyčíslen dopad na životní

line concentrating on the design and construction

prostředí prostřednictvím spotřebované energie

stages. For each option, the environmental impact

a produkce uhlíku, pomocí zvoleného třídění jsou

is measured through energy and carbon emission;

odhadnuty společenské dopady a z nákladů je

the social impact is assessed using a ranking

vyčíslen ekonomický dopad. Do hodnocení je

scheme; and the cost is given to evaluate the

zahrnuta i časová náročnost jednotlivých techno-

economic impact. The construction time and its

logií výstavby a jejich vliv na prostředí. Výsledky

impact on the environment are also discussed

40

Návrh konstrukce je vždy výzvou a nalezení jejího optimálního řešení se stává cílem úsilí inženýrů. Zatímco dříve byl důraz v rozhodovacím procesu kladen zejména na způsob realizace, čas a náklady, dnes je přidán ještě nový faktor – udržitelnost. Původně byla pozornost primárně zaměřena na spotřebu energie a společenské dopady stavby během jejího budování, nyní se ukazuje potřeba zaměřit se už v počátečních stadiích na životní cyklus navrhovaného objektu a jeho dopady do návrhu a konstrukčních fází, proto-


❚

1/2012


❚


2 Obr. 1 Budova Strata SE1 v Londýně Fig. 1 Strata SE1, London landscape

❚

Obr. 2 Omezený prostor na staveništi objektu ❚ Fig. 2 Restricted access space on Strata building site Obr. 3 Výstavba objektu a), b) ❚ Fig. 3 Strata under construction, a), b)

že to může mít významný vliv na životní prostředí a obyvatelstvo v daném místě Předkládaná studie ukazuje možné přístupy k rozhodovacímu procesu ve skutečném případě oceňování efektivnosti konstrukce z hlediska výběru materiálu, jeho množství, času výstavby a převedení těchto položek do ukazatelů dopadů na prostředí a společnost. Srovnání technologií dodatečně předpjatého a klasicky vyztuženého betonu na stropní deskové konstrukci je prezentováno z pohledu udržitelnosti prostředí, sociálního a ekonomického. Budova Strata SE1 (obr. 1), na níž je srovnání ukázáno, stojí v centru Londýna a její železobetonová nosná konstrukce byla dokončena v roce 2009. Jedná se o rezidenční budovu vysokou 147,9 m 1/2012

❚

3a Tab. 1

Množství materiálů na 1 m2 desky b)

❚

3b

Tab. 1

Slab material quantity

Použitá technologie PT RC1 RC2 Průměrná plocha desky [m2] 630 630 630 Celková plocha [m2] 25 202 25 202 25 202 Tloušťka desky [mm] 200 260 210 a) 2 Vyztužení [kg/m ] 11,6 21,6 19,5 Předpínací kabely [kg/m2] 3,5 0 0 Kanálky (1,41 m/m2) [kg/m2] 0,6 0 0 Kotvy (0,1 pc/m2) [kg/m2] 0,4 0 0 a) Hodnota ekvivalentní tloušťky desky je určena z tloušťky vlastní desky 180 mm a 600 mm vysokého ztužujícího nosníku po obvodu desky u fasády k omezení průhybů desky b) Plocha desky a spotřeba materiálů jsou zprůměrovány ze čtyřiceti typických podlaží budovy. Předpjatá střešní konstrukce je z analýzy vyjmuta, protože její dopad na spotřebu materiálů by byl neadekvátní vzhledem k náročné podpůrné konstrukci větrných turbín. Konstrukční prvek

se čtyřiceti jednou dodatečně předpínanou stropní deskou s běžnou konstrukcí podlahy a s podpůrnou pětipodlažní konstrukcí tří větrných turbín, první svého druhu na světě, na vrcholu stavby. Turbíny o průměru 9 m a celkovém výkonu 54 kW mají zajišťovat výrobu části elektrické energie potřebné k provozu budovy. N ÁV R H S T R O P N Í D E S K Y

Hned na začátku bylo rozhodnuto o použití monolitického betonu. Zaoblený půdorysný tvar desky je při použití betonu vytvořen jednoduše a jeho použití má i akustické a teplotní přednosti. Proto byl ve srovnávací analýze zvažován pouze monolitický beton v následujících technologických variantách:


• PT – plochá deska dodatečně před-

pjatá (obr. 5), • RC1 – plochá deska s klasickou vý-

ztuží, • RC2 – deska s průvlaky.

Všechny tři typy desek byly navrženy za stejných předpokladů a podle požadavků britských norem na mezní stav použitelnosti (tolerance průhybu +-10 mm podél obvodu všech stropních desek) a mezní stav únosnosti. Množství materiálů potřebných na 1 m2 pro jednotlivé zvažované technologie je uvedeno v tab. 1. Č A S O V É N Á R O K Y V Ý S TAV B Y JEDNOTLIVÝCH TECHNOLOGIÍ

Protože objekt byl stavěn v centrální oblasti Londýna s velkým provozem 41

❚


(obr. 2 a 3), byly časové požadavky na jeho výstavbu velmi náročné. Proto bylo důležité vybrat vhodný konstrukční systém, který by výstavbu urychlil. Volba nosné konstrukce Pro jednotlivé uvažované technologie byla použita pro určení požadované doby na cyklus výstavby jednoho podlaží stejná kritéria. PT, RC1 a RC2 vyžadovaly 5, 6,5 a 8,5 dnů. Technologie RC1 vyžadovala celkem o 60 pracovních dní více než dodatečně předpínaná deska (PT) a technologie desky s průvlaky dokonce o 140 dnů více než PT. Čas ušetřený při užití dodatečně předpínané technologie byl získán menším celkovým objemem zpracovávaného materiálu, nižší pracností při předpínání a dřívějším možným odbedněním konstrukcí. Skutečná dosažená průměrná délka cyklu jednoho podlaží byla při užití PT technologie 4,5 dne. Obr. 4 a) Spotřebovaná energie, b) vyprodukovaný CO2 ❚ Fig. 4 energy and carbon

Embodied

Obr. 5 Ukládání výztuže a kanálků pro předpínací výztuž na bednění stropní desky ❚ Fig. 5 Slab layout Obr. 6 Montáž turbín na vrcholu konstrukce ❚ Fig. 6 Strata under construction Obr. 7 a) Dokončená budova, b) detail turbín ❚ Fig. 7 a) Strata completed, b) turbines close up

Tab. 2

MATERIALS AND TECHNOLOGY Poměrný dopad na prostředí

❚

Tab. 2

Typ materiálu Beton C32/40 (1:1,5:3) Výztuž (pruty a tyče) Předpinací kabely (dráty) Kanálky (galvanizovaný plech) Kotvy (ocel) Tab. 3

Environmental unit rates

Vložená energie [MJ/kg] 1,11 24,6 36 39 24,4

Porovnání dopadů na prostředí

❚

Tab. 3

Parametry

Environmental performance

RC1 vs. PT 6 394 + 25 % 722 + 26 %

Spotřebovaná energie [GJ] Produkovaný CO2 [t]

Uhlíková stopa [kg CO2/kg] 0,159 1,71 2,83 2,82 1,77

RC2 vs. PT 1 613 + 6% 132 + 5%

Tab. 4 Zatřídění konstrukčních variant ve vztahu ke společenským faktorům Tab. 4 Ranking of structural options on social factors

Společenský faktor

PT 1 1 1 1 4

snížené obtěžování Během výstavby rychlejší konstrukční cykly vnitřní podmínky Během užívání vnější dopady Celkový počet bodů (nižší znamená lepší)

RC1 3 2 1 2 8

Vázaná energie [GJ]

Vyprodukovaný CO2 [t]

35000 30000 25000 20000 15000 10000 5000 0

4000

RC2 2 3 2 3 10

3000 2000 1000 0 PT - dodatečně předpjatá deska

4a

❚

RC1 - plochá deska

RC2 - deska s průvlaky

PT - dodatečně předpjatá deska

RC1 - plochá deska

RC2 - deska s průvlaky

4b

5

42


❚

1/2012


Řízení výstavby a zpracování detailů Efektivní řízení výstavby má velký vliv na plynulost prací a konečné termíny. Dosažené úspory se jen obtížně kvantifikují, ale projekt byl dokončen dvanáct týdnů před stanoveným termínem. Z hlediska detailů je možno konstatovat, že každé byť i malé vylepšení, které je mnohokrát opakované, se načítá. Je možno odhadnout, že jeden detail v rozvržení PT kabelů mohl vcelku ušetřit až jeden a půl pracovního týdne. D O PA D N A P R O S T Ř E D Í

Dopady na prostředí jsou obvykle vyjadřovány v poměrech spotřebované (uložené) energie a uhlíkovou stopou (tab. 2). Zde byly použity údaje ze zprávy ICE (Hammond & Jones, 2008), která je založena na LCI (life cycle invertory – soupis za životní cyklus) „od kolébky do hrobu“ a 40% obsahu recyklované oceli. Odkaz na ICE je použit vzhledem k jejich rozsáhlé databázi údajů vycházejících z trhu v VB. Přístup LCI lze považovat za vyhovující vzhledem k malému množství a rozptylu údajů o celém LCA (life cycle assessment – vyhodnocení životního cyklu) budov. Pro důslednost databáze jsou zde uváděny dráty a galvanizované plechy kanálků užívané v dodatečně předpi7a

1/2012

❚

❚


nané technologii v hodnotách původních materiálů. Oba prvky mohou být až z 95 % (konzervativní odhad) recyklovány. Kumulovaný dopad sledovaných betonářských technologií na prostředí je uveden na obr. 4. Výsledky RC1 ukazují o 720 t vyšší produkci CO2 oproti variantě PT, což odpovídá zvýšení produkce uhlíku o 26 %. Podobný nárůst je patrný i ve spotřebě energie. V porovnání PT a RC2 se hodnoty spotřebované energie a uvolněného uhlíku zvyšují pro technologii RC2 zhruba asi o 5 %, RC2 potřebuje pracnější bednění, zkušenější řemeslníky a vzhledem k podpůrným nosníkům je půdorys podlaží pod stropní deskou méně flexibilní. Výsledky mohou být extrapolovány k vyhodnocení životního cyklu (LCA) betonových desek. Lze očekávat, že doprava materiálů, realizace konstrukčního prvku a demoliční fáze navýší výsledky LCI o 10 až 20 %. Protože všechny tři vyhodnocované typy technologií stropních konstrukcí používají monolitický beton, lze počítat se stejným navýšením hodnot pro všechny technologie. Je také třeba zmínit, že na vrub samotného betonu připadá 55 % spotřebované energie a asi 70 % uvolněného uhlíku při realizaci konstrukce.

6

7b


43


❚

STRUCTURES

8

POROVNÁNÍ SPOLEČENSKÝCH D O PA D Ů

Zatímco jednotlivé společenské dopady jsou nad rámec této studie, pro posouzení dopadů použití jednotlivých technologií na snížení společenského komfortu se používají různá třídění (tab. 4). Během výstavby je okolí staveniště vystaveno různým projevům nepohodlí. Projekty vyžadující zpracování menšího množství materiálu logicky méně ruší nepřímé účastníky stavby produkcí menšího znečistění prachem i hlukem, nákladní dopravou, dopravními omezeními ad. I rychlejší příp. technologicky kratší konstrukční cykly přispívají ke snižování rozsahu obtěžování přilehlého okolí stavbou. PT technologie ušetřila dotčené komunitě tři měsíce stavebního času a s ním spojeného nepohodlí běžného života. Během fáze užívání závisí pohoda uživatelů na podmínkách ve vnitřních prostorách: beton má zřejmé výhody z hlediska světelného, akustického a teplotního komfortu (ve všech sledovaných variantách konstrukcí stropů), ploché podhledy přispívají k variabilitě vnitřního uspořádání a zvyšují pohledový komfort, zatímco varianta s nos44

níky omezuje vnitřní členění a pohledový komfort. Tloušťka stropních desek má vliv na celkové vnější rozměry konstrukce. Z tab. 1 je zřejmé, že varianta RC1 je o 2,4 m vyšší než varianta PT a varianta RC2 dokonce o 16 m. Celková výška budovy určuje rozsah zastíněné plochy na okolních pozemcích, množství obkladového materiálu, vyšší energetické nároky na provoz budovy a vyšší emise uhlíku při výrobě většího množství použitých materiálů. Pro zhodnocení celkových společenských dopadů jednotlivých konstrukčních variant jsou tyto řazeny v tab. 4 sestupně z hlediska jejich efektivnosti. Váhové schéma by mohlo být použito pro posouzení důležitosti faktorů ovlivňujících každou jednotlivou položku. Z tab. 4 je zřejmé, že z hledisek sledovaných v analýze je ve všech kritériích nejlepší varianta PT. Ohodnocení bylo založeno na posouzení množství použitého materiálu, jeho typu, potřebné době výstavby a architektonických charakteristikách. C E N O V É D O PA D Y

Byl analyzován dopad jednotlivých variant konstrukce stropů budovy na její cenu. Na základě jednotkových cen platných v letech 2008 až 2009 ve Vel-

Obr. 8 Noční boční pohled reverse angle night view

❚

Fig. 8

Strata

Literatura: [1] Hammond G., Jones C.: Inventory of Carbon and Energy (ICE), University of Barth, 2008 [2] Gangolells M., Casals M., Gasso S.: A methodology for predicting the severity of environmental impacts related to the construction process of residential buildings. Building and Environment 44, 2009, pp. 558–571 [3] Guggemos A., Horvath A.: Comparison of Environmental Effects of Steel- and Concrete-Framed Buildings, Journal of Infrastructure Systems – Vol. 11, No. 2, 2005, pp. 93–101 [4] Kawai K., Sugiyama T., Kobayashi K., Sano S.: Inventory Data and Case Studies for Environmental Performance Evaluation of Concrete Structure Construction, Journal of Advanced Concrete Technology, 3(3), 2005, pp. 435–456 [5] 2010 Concrete society awards, Oveall Winner – Strata SE1 London, reprint from Concrete, November 2010, The Concrete Society [6] Hayek C., Kalil S.: A project-based comparison between reinforced and post-tensioned structures from a sustainability perpective, Proc. of fib Symposium PRAGUE 2011


❚

1/2012


ké Británii vycházejí jednotlivé varianty, PT, RC1 a RC2, následovně 74, 77 a 84 GBP/m2. Celkové ceny zahrnují ceny všech materiálů a jejich uložení do konstrukce, betonu, oceli, předpínacích kabelů, kabelových kanálků, kotev i bednění. Další, nepřímé, snížení ceny ve variantě PT vychází z menšího průřezu sloupů, a tím i základů, vzhledem k nižší celkové vlastní váze konstrukce, z menší spotřeby obkladového materiálu vzhledem k nižší celkové výšce konstrukce a nižší ceně za výstavbu vzhledem ke kratší fázi výstavby. Při porovnávání cenových dopadů je vhodné použít holistický přístup, aby bylo možné zohlednit jak přímé, tak i nepřímé náklady.

❚


ná optimální konstrukční varianta významně přispět k celkové prosperitě a udržitelnému rozvoji dané oblasti. Údaje o konstrukci [5] Majitel Architekt Projekt konstrukce Dodavatel Dodatečné předpětí Výstavba betonové nosné konstrukce Dokončení objektu Cena betonové nosné konstrukce Celková cena

Brookfield Europe BFLS WSP Cantor Seinuk Brookfield Construction CCL 78 týdnů + 66 týdnů

1/2012

❚

my progra e š a n ušejte icence Vyzko jčení l ů p a z tné Bezpla

17,8 mil. GBP

RSTAB 7

Carol Hayek, PhD, MBA CCL

Program pro výpočet prutových konstrukcí

MD USA 20794

Použitý stavební materiál, způsob výstavby a provozní možnosti dokončené budovy, to vše mnoha různými způsoby ovlivňuje kvalitu života. Všichni zúčastnění v procesu výstavby i majitelé a koneční uživatelé konstrukce se pokoušejí o nalezení rovnováhy mezi udržením kvalitního prostředí zahrnujícího prostor pro život a jeho běžné činnosti a výstavbou cenově efektivních a bezpečných konstrukcí, v nichž nebo mezi nimi život probíhá. Studie ukazuje, že snaha o dosažení lepšího životního prostředí nevyžaduje nutně zvyšovat náklady potřebné pro zajištění společenského blaha a prosperity nebo náklady na stavby a případně prodlužovat dobu jejich výstavby. Spotřebovaná energie a vyprodukovaný uhlík jsou vypočítány a společenské dopady jsou kvantifikovány pomocí váhového sytému pro jednotlivé kategorie. Studie zpracovaná pro budovu Strata SE1 s rozpětím stropů 9,5 m ukazuje, že na dodatečně předpínanou konstrukci bylo potřeba méně materiálu, čímž se ušetřilo ve spotřebě energie 6 400 GJ a vyprodukovalo se o 720 t méně uhlíku. Rychlejší stavební proces udržel všechny výhody použití betonu za příznivnějších společenských dopadů během výstavby konstrukce i v průběhu jejího užívání. Vyčíslené přínosy však nejsou spojeny s navyšováním investiční ceny a projekt byl realizován v rámci původního rozpočtu. Jsou-li dopady na prostředí a společenské dopady posuzovány v předprojektové fázi, tedy v době, kdy jsou činěna rozhodnutí o použitém materiálu a typu konstrukce, může vybra-

RFEM

8,9 mil. GBP

8296 Sherwick Ct, Jessup,

Z ÁV Ě R

RSTAB

e-mail: [email protected] Saleem Kalil CCL Unit 8, Millennium Drive, Leeds

RFEM

LS11 5BP United Kingdom e-mail: [email protected]

Program pro výpočet prostorových konstrukcí metodou konečných prvků

www.cclint.com Objekt Strata SE1, London získal v roce 2010 nejvyšší ocenění britské Betonářské společnosti „Vynikající betonová konstrukce“ [5]. Ve zdůvodnění rozhodnutí soutěžní komise se píše: „Je obtížné si představit, že budova tohoto návrhu a výšky by kromě nejvyšší části z oceli mohla být postavena z jiného stavebního materiálu než z betonu. Tři veliké otvory pro listy větrných turbín na jejím vrcholu z ní činí výrazný bod na londýnském horizontu. Použití monolitického betonu je podstatné pro návrh konstrukce budovy. Dodatečně předpínané stropy umožnily snížit tloušťku stropních desek, a tím ušetřit materiál a snížit produkci uhlíku. 200 mm je nejnižší možná tloušťka (dle britských norem) při posuzování desky daného rozpětí na propíchnutí a splnění podmínek na umístění předepsané smykové výztuže. Stěnové sloupy bylo možné začlenit do stěn oddělujících jednotlivé byty. Jeden z nejvýraznějších dojmů uvnitř budovy je ten, že téměř nevnímáte její nosnou konstrukci kolem sebe. Směrem k vrcholu budovy jsou pouze diagonální tažené sloupy podpírající desky jedinými viditelnými konstrukčními prvky.

Podpora nových evropských norem Různé národní přílohy Cena programu již od 33 450 Kč Česká verze včetně manuálů

Bezplatná B ezpllattná á st studentská tudent d tská ká verze Demoverze zdarma ke stažení

www.dlubal.cz

Budova je novátorská, pozoruhodná architektonicky, s optimálně řešenou konstrukcí na omezeném půdorysu a velmi dobrým použitím betonu jako konstrukčního materiálu.“

Ing. Software Dlubal s.r.o. Anglická 28, 120 00 Praha 2 Tel.: +420 221 590 196 Fax: +420 222 519 218 www.dlubal.cz [email protected]

Fotografie: archiv společnosti CCL, Leeds, VB.


Inzerce 71.7x259 spad CZ (Beton)_02.indd 1

45

23.3.2011


❚


REKTIFIKAČNÍ TYČE V BETONOVÝCH KONSTRUKCÍCH ADJUSTING BARS IN CONCRETE STRUCTURES Ivan Argay, Libor Voborský, Tomáš Hrubý, Robert Šulman, Martin Argay Článek popisuje nový přístup k řízenému omezení tvarových změn železo-

❚

jím spřažením s dílcem. Ta musí být optimálně co nejkratší. S cílem zdokonalit přenos energie napjatosti a zbavit původní myšlenku zásadní závislosti na čase předkládáme nové řešení, a to s využitím tzv. „rektifikačních tyčí“ (dále RT, obr. 1)

betonových dílců využitím tzv. rektifikačních tyčí. Rektifikační tyče umožňují jednoduchým způsobem ovlivňovat výslednou napjatost v libovolném

PRINCIP PŮSOBENÍ REKTIFIKAČNÍCH TYČÍ

průřezu a tím i přetvoření vyztuženého prvku. ❚ The article describes

RT ve tvaru tyče s přidaným rektifikačním členem, které jsou předmětem tohoto příspěvku, zatím uvažujme na bázi silikátů. Dodatečným obetonováním RT při spřažení dochází po zatvrdnutí betonu, tj. vlivem adheze, a po uvolnění rektifikačních členů k žádoucímu přenosu energie napětí mezi jednotlivými materiály, a tím i ke změnám napjatosti v celém prvku. Tyto změny (v čase) jsou závislé na vlastnostech jednotlivých použitých materiálů a na působení zatížení včetně předpětí (princip je dostatečně popsán např. v literatuře [2 a 5]). Předem vyrobené RT uvažujme po spřažení jako součást průřezu. Využitím RT s rektifikačními členy můžeme tedy dodatečně ovlivnit napjatost po spřažení. Pro stanovení napjatosti a přetvoření celé konstrukční části v závislosti na čase doporučujeme využít harmonogramy materiálů a zatížení, viz příklady (obr. 2 a 3). Napětí v jednotlivých materiálech od zatížení (včetně předpětí) určujeme podle teorie ideálního průřezu. Využijme známé funkce dotvarování φ (lit. [1], doplněné o hodnoty λ). Vypočteme pro jednotlivé časové intervaly účinné moduly pružnosti E jednotlivých materiálů. V čase po spřažení v RT 1 a do celkového průřezu se přenese zůstane napětí Q O O Q O násobek (součinitel pružného přetvoření betonu λ

a new approach to the controlled reduction of shape changes of reinforced concrete components using the rectifying bars. Rectifying bars allow to affect the resultant stress at any cross section and thus the deformation of the reinforced element in a simple way.

U nepředpjatých konstrukcí, u kterých není cíleně vnášeno předpětí, vznikají vlivem zatížení průhyby, které lze omezit např. vyšší kvalitou materiálů anebo úpravou rozměrů průřezů. U konstrukcí předpjatých, které lze navrhovat štíhlejší, a tím i úspornější, dochází v mnoha případech naopak k nepříjemnému vzepětí. Nově zaváděné, předem vyrobené železobetonové, anebo častěji předpjaté prvky (vložky), zpravidla na bázi silikátů, vložené do průřezů konstrukčních prvků, změní po spřažení jejich celkové přetvárné vlastnosti. V časopise „Stavebnictví a interiér 8/2009“ byl uveřejněn článek s názvem „Omezení tvarových změn předpjatých železobetonových dílců s využitím vložek“. V roce 2010 byly provedeny první zkoušky původních vložek. Vzorky byly vyrobeny ve výrobně v Chvaleticích na dlouhých předpínacích linkách. Zatěžovací zkoušky provedl TZÚS v Praze. Zkoušky jednoznačně prokázaly teoretické předpoklady. U původního řešení (vložky bez rektifikace) ale došlo k přenosu potenciální energie napětí z vložek po spřažení pouze důsledkem různých objemových změn jednotlivých materiálů, tedy ve velmi omezené míře. Na rozdíl od únosnosti tak nebylo přetváření konstrukce možné ovlivnit. Ukázalo se tak, že pro použitelný přenos energií je rozhodující doba, která uplyne mezi výrobou předpjaté vložky a jeObr. 1 tyč ❚

nabývá hodnoty 0 až 1 podle způsobu a postupu výroby). TVAR A VÝROBA PŘEDPJATÝCH REKTIFIKAČNÍCH TYČÍ

Předem předpjaté betonové RT ve tvaru tyčí je vhodné vyrábět na dlouhých drahách, které umožňují podélné předpětí. Pro předepnutí je vhodné využívat splétaná lana (např. VSL

Rektifikační Fig. 1 Adjusting bar

Obr. 2 Časové působení materiálů ❚ Fig. 2 Time schedule of material changes Obr. 3 Harmonogram zatížení v čase ❚ Fig. 3 Time schedule of load

1

46


❚

1/2012


15,2). Tyče ani jiné druhy přepínací výztuže se samozřejmě nevylučují. Dodržet přesně předpokládané časové harmonogramy (viz příklad podle obr. 2 a 3) při provádění je obtížné, a proto při návrhu konstrukce uvažujeme méně příznivé předpoklady. Při přísnějším dodržení harmonogramů je ovšem možné materiály využít hospodárněji. Zásadními prvky, které umožní přenos energie do okolního betonu, jsou rektifikační členy (obr. 4), u kterých je možné ve vhodném okamžiku změnit jejich objem. Změna objemu rektifikačního členu způsobí dodatečný přenos další části energie napětí z RT do okolního materiálu. Zatím uvažujeme rektifikační členy z masivní oceli (obr. 4a), které jsou spolehlivé. Dále zkoušíme rektifikační členy z plastů, které v teplotách do 75 °C mají dostatečnou pevnost, ale narážíme na problém s tuhostí. Pro zvýšení modulu pružnosti (obr. 4b) můžeme vložit do plastu např. upravený ocelový „blátový“ kartáč. Při vyšší teplotě se materiál, např. plast bloku, roztaví a ocelové trny se vlivem tlaku zdeformují. A to především ztrátou stability. Ohřátí lze zajistit například s využitím odporového drátu nebo ohřevem vloženého prutu. Polotekutou směs plastu lze z prvku pomocí trubky odplavit. Pro porovnání uvažujeme příklady variantních řešení prostého nosníku podle obr. 1 (a, b, c, d). Varianta a) reprezentuje běžně vyztužený železobetonový prvek, varianta b) je běžný předem předpjatý prvek, varianty c) a d) jsou novým způsobem vyztužené prvky, tj. s předem předpjatými rektifikačními bloky, a to bez nového rektifikačního členu a s tímto členem. U varianty d) navíc uvažujeme RT z částí: • kotevní část RT, kde předpokládáme soudržnost mezi výztuží a základním materiálem tyče. V této části musí být zajištěno spřažení RT s okolním materiálem (betonem). • část mezi kotevními oblastmi, ve které je záměrně zrušena soudržnost výztuže RT (např. s využitím návleků).

❚


Po vnesení předpětí do RT uvažujme přípustné napětí betonu RT: |σc| ≤ 0,6 fck. Ztráty předepnutí v době spřažení RT s okolním monolitem uvažujme pouze jako součet ztrát v kotvách při napínání, krátkodobým dotvarováním přepínací výztuže, pružným přetvořením vložky a krátkodobým smršťováním. Porovnejme čtyři různé způsoby řešení prostě podepřeného betonového trámu s rozpětím leff = 6 m a konstantním průřezem 0,25 × 0,25 m. Posuzujme pouze přetvoření. Meze únosnosti jsou v uvedených řešeních, stejně jako v běžné praxi, většinou splněny: • železobetonový průřez (obr. 1a), • předpjatý průřez bez využití RT (obr. 1b), • průřez vyztužený s předem předpjatými RT bez tzv. rektifikačních členů (obr. 1c), • průřez vyztužený s předpjatými RT s rektifikačními členy (obr. 1d). Materiály, geometrie a zatížení jsou pro všechny příklady shodné: beton C40/50 s fck = 40 MPa, Ecm = 35 GPa, ocel 10 505 (R) fyk = 490 MPa a přepínací ocel VSL fpk = 1860 MPa, Ep = 195 GPa. Zatížení (charakteristické): g0,k = 1,563 kN/m′, gk = 1,8 kN/m′, q k = 1,8 kN/m′ + rezerva proměnného zatížení (určená při výpočtu předem předpjatého nosníku) q k,rez = 2,475 kN/m′. Na průřez uprostřed rozpětí (Ic = 0,000326 m4, Ac = 0,0625 m2) působí: 1 g l 2 " 7, 034 [kNm] , 8 0, k eff 1 2 Mg,k " gk leff " 8,1 [kNm] , 8 1 2 Mq,k " qk q k,rez leff " 19, 24 [kNm] , 8 MEd " 1, 35 7,034 8,1 1, 5 19, 24 " 49, 3 [kNm] . M0,k "

PŘÍKLAD

Minimální vzdorující plochy řezů předem předpjatých vložek určujeme v souladu s ČSN EN 1992-1-1. V příkladech uvažujeme pro spolehlivost větší kotevní délky, než požaduje ČSN EN. RT je vhodné navrhovat z betonů vyšší kvality, nejméně fck ≥ 50 MPa.

2

1/2012

Tradiční způsob vyztužení – železobetonový nosník (obr. 1a) Výztuž: 2∅ R20 – As = 0,000 628 m2, vychází nejen z potřebné únosnosti, ale z i přibližného cenového srovnání be-

3

❚


47


❚


tonářské výztuže a přepínacích lan (R20 cca. 17 Kč/kg, VSL 15.2 cca. 33 Kč/kg). Uvažované zatížení působí např. v čase [dní] a v prostředí (vlhkost): g0,k → t = 7, RH = 60 %, gk → t = 14, RH = 50 %, qk → t = 28, RH = 50 %. Ec Platí E c,eff " , kde Ec je tečnový modul pružnos1 O h, ti ti betonu. 0, 0493 Využití průřezu je cca. 100 96, 7 %. 0, 051 Průhyb uprostřed rozpětí (pro charakteristickou kombinaci l l zatížení) fcal,k " 0,11 m % eff v llim " eff nevyhoví, nevyhoví 50 250 ovšem ani pro kvazi-stálou kombinaci zatížení (ψ2 = 0,3) l l fcal,qp " 0, 093 m % eff v llim " eff ! Aby byla splněna minimální 250 65 podmínka ČSN EN o průhybech, bylo by nutné trám při výrobě nadvýšit, a to i pro tato poměrně malá zatížení! Nadvýšení l ovšem podle bodu 7.4 nemá překročit fnadv f eff " 0, 024 [m] 250 leff l fcal,qp " 0, 093 0, 024 " 0, 069 [m] % v llim " eff . 87 250

Předem předpjatý nosník (obr. 1b) Použité materiály: beton fck = 40 MPa, výztuž 2 Ø VSL 15,2; Eoc = 200 GPa, Ecm = 35 GPa. Přepínací napětí výztuže 1 238 MPa, zatížení: g0 = 1,563 kN/m′, g = 1,8 kN/m′, p = 1,8 kN/m′, prezerva = 5,175 kN/m′. Momenty: Mgo = 7,033 kNm, Mg = 8,1 kNm, Mp = 8,1 kNm, Mp,rez = 23,29 kNm. Statické hodnoty průřezu Jz = 0,000325 m4, Ab = 0,0625 m2, Jz i,t=9 = 0,00034 m4, Ai,t=9 = 0,0637 m2. Těžiště id průřezu od dolního líce yTi,t=9 = 0,1235 m závisí na čase t. Výsledné průhyby: (y = +…je vzepětí) ygo,t=4 + ypr,t=4 = 0,013 m, ygo,t=9 + yg,t=9 + ypr,t=9 = +0,00258 m a ygo+g+pr+p,t=9 = –0,01227 m vyhovují i při vyšším zatížení současně platným předpisům. Průhyby byly stanoveny programem Apress 5 (SICON, s. r. o.). Nosník vyztužený s předem předpjatými RT (bez rektifikačních členů – obr. 1c) Minimální vzdorující plochy řezů předem předpjatých vložek určujeme v souladu s EN 1992-1-1. Zvolme beton RT s fck = 60 MPa, |σc| ≤ 0,6 fck. Předpokládejme výrobu RT na lince o délce mezi záporami 20 m. Po vnesení předpětí do RT uvažujme doporučené přípustné napětí v betonu RT. Ztráty při vnesení předpětí uvažujme pouze jako součet ztrát v kotvách při napínání (3 mm), dotvarováním předpinací výztuže, pružným přetvořením vložky (betonu) a smršťováním betonu (v souladu s harmonogramy viz, obr. 2 a 3). V tomto případě je nutné při realizaci monolitické části (obetonování RT), konstrukci podepřít: Předpínací ocel = VSL 15,2, Eoc = 200 GPa a fck, monolit = 40 MPa. Velké ztráty vznikají především pružným stlačením v podélném směru RT. Na průřez uprostřed působí zatížení g0 = 1,563 kN/m′, g = 1,8 kN/m′, p = 1,8 kN/m′ a prezerva = 0 kN/m′, Mgo = 7,033 kN/m, Mg = 8,1 kN/m, Mp = 8,1 kN/m. Těžiště id. průřezu od dolního líce yTi,t=9 = 0,111 m. Průhyby byly stanoveny programem Apress 5. 48

Průhyb (y = +…je vzepětí ) je ygo+g+pr+p,t=9 = –0,0405 m. Kvalitativně lze srovnat s tradičním způsobem vyztužení (první varianta). I v tomto případě je nutné nadvýšení. Nosník vyztužený předem předpjatými RT s rektifikačními členy Uvažujme výrobu RT opět na lince L = 20 m. Při kotvení uvažujme prokluz 3 mm. Průřez RT (obr. 1d). Ztráty pro jednotlivé časové intervaly, určíme v souladu s harmonogramy (obr. 2 a 3). Viz tab. 1 sloupec j = 7. Materiál vložek fck = 60 MPa, předpinací ocel VSL 15,2, Eb,vložky,t=2 = 37 GPa, Eb,vložky,t=9 = 39 GPa, ocel 2∅ VSL 15,2, Eoc = 200 GPa, fck,monolitu = E 40 MPa, Eb = 35 GPa a E b.ucinny " b [ GPa ] . 1 O V případě, že využijeme dokonalejší řešení rektifikačního členu (obr. 4), jsou ztráty dotlačením rektifikačních členů zanedbatelné. Pokud rektifikační členy zhotovíme z poddajnějších materiálů, ztráty předpětí se zvětší v závislosti na čase. (Zkoušíme materiály, především z umělých hmot, s vhodnými vlastnostmi, především s vysokým modulem pružnosti Erek do teploty 75 ºC.) Uvažujme RT dle obr. 4. Vlivem separace je vzdorující betonová plocha vložky menší o průřezovou plochu návleku Ab,vl = b vl h vl – n vyz π r 2navleku = 0,18 . 0,045 – 2π . 0,01052 = 0,00714 [m2]. Po řízené změně objemu rektifikačního členu po spřažení (lze využít obdobný princip, který je využíván v hydraulice s tím, že hydraulický olej nahradíme vhodným pískem, který ve vhodném okamžiku odstraníme uvolněním šroubů). Tím přeneseme část zbylé rozdílné napjatosti z RT do celkového průřezu. Na průřezu v oblasti separace dojde k dalšímu přerozdělení napětí. Zatížení (charakteristické) je g0 = 1,563 kN/m′, g = 1,8 kN/m′, p = 1,8 kN/m′ a prezerva = 2,475 kN/m′. Zatěžovací momenty jsou Mgo = 7,033 kN/m, Mg = 8,1 kN/m, Mp = 8,1 kN/m a Mp,rezerva = 11,137 kN/m. Průhyby (kladná hodnota je vzepětí) nosníku vyztuženého předem předpjatými RT s rektifikačními členy vycházejí ygo,t=9 + ypr,t=9 = +0,0057 m a ygo+g+pr+p,t+p,rez,t=9 = –0,01047 m. VYUŽITÍ REKTIFIKAČNÍCH TYČÍ (RT)

Předem vyrobené RT s centrickým předepnutím, alternativně i s betonářskou výztuží nebo vyztužené jiným vhodným materiálem, lze využívat jako vyztužující prvky zabudované do základního materiálu libovolných železobetonových nebo předpjatých prvků. RT je možné využívat v různých konstrukcích včetně mostů, v místech dodatečných spojů, dále v trámových a deskových monolitických železobetonových konstrukcích, u hlavic sloupů apod. U předem předpjatých konstrukcí, kde předpjatá výztuž je v přímém kontaktu s materiálem, jsou požadovány betony na bázi portlandských cementů. Z důvodu trvanlivosti není možné využívání struskoportlandských a jiných směsných cementů. V mnoha případech lze pouze RT navrhnout na bázi portlandského cementu a okolní beton ze směsného cementu. V praxi se setkáváme s konstrukcemi, u kterých je dominantním zatížením montážní stav. Příkladem jsou různé vestavby v chladicích systémech v energetických stavbách apod., kde podpůrné konstrukce musí být lehké a štíhlé. Normálová napětí za provozu jsou malá ve srovnání s vlastnostmi navrhovaných materiálů. V těchto případech lze běžný železobeton s výhodou nahradit prvky z předem předpjatého beto-


❚

1/2012

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E Tab. 1

i 1 2 3

Délka výrobní linky 20 m – informativní hodnoty ztrát

Doba předp. to [dny] 1 0 0 0

Sloupec j

❚

Tab. 1

❚


Lenght of production line 20 m – informative values of losses

Doba vnesení tvn,dny Přepínací napětí σi,t=3 Součet ztrát. Δσi,t=6 [dny] [MPa] [Mpa] 2 3 4 7 1 238 394 28 1 238 383 28 1 000 325

Napětí v RB σi,t=6 [Mpa] 5 35,1 34,7 28

Výsl. př. síla Fpo,t=6 [kN] 6 240,9 237,7 190,5

V místě sep. Fpo,t=6 [kN] 7 227 223,4 180,97

Poznámky: Ve sloupcích 5 a 6 jsou hodnoty ve výztuži bez separace. Ve sloupci 7 jsou uvedeny hodnoty v úseku separace. Tyto hodnoty jsou využity u 4. varianty (obr. 1d).

nu s využitím RT. Předem připravené RT lze obalit kolem jejich obvodu třmínkovou výztuží a dobetonovat do potřebného tvaru. Předpětí RT s využitím rektifikačních členů příznivě ovlivní vznik trhlin pří výrobě dílců a manipulaci s nimi. Trhlinky vzniklé při manipulaci a dopravě dílců se dodatečně uzavřou. RT se podle předběžných zkušeností chovají až s neuvěřitelnou tvárností (obr. 1), kdy pružný průhyb uprostřed rozpětí při manipulaci byl až 500 mm. A to při celkové délce tyče pouhých 6 000 mm, tj. L/12. Při manipulaci se RT chová jako tzv. gumová. Lze prezentovat další využitelnost RT, např. u hlavic sloupů, kdy RT svými vlastnostmi výhodně vykrývají záporné momenty nad podporami. Vnesené osové napětí navíc příznivě ovlivní napětí (hlavní napětí v oblasti hlavice), a umožní tak posun myšleného kritického průřezu dál od líce sloupu. Dále uvažujeme využití RT s rektifikačními členy v oblasti dynamic-

Literatura: [1] ČSN EN 1992-1-1, ČNI [2] Voves B.: Navrhování konstrukcí z předpjatého betonu v příkladech, SNTL, 1980 [3] Argay I., Voborský L.: Styk spřažené nadbetonávky s předem předpjatou deskou, BETON TKS 2/2001, str. 43–45 [4] Knihovna programů firmy SICON, s. r. o. [5] Argay I. + kol.: Omezení tvarových změn předpjatých železobetonových dílců s využitím vložek, Stavebnictví a interiér 8/2009 [6] Argay I. + kol.: Předpjaté spřažené konstrukce, sb. kce. 17. Betonářské dny 2010, Hradec Králové 2010 [7] Argay I.: Výpočet deformací, Inženýrské stavby 5–1967

ky namáhaných konstrukcí s cílem umožnit změnu vlastních frekvencí konstrukce. Využití prezentovaného způsobu vyztužení je tedy skutečně široké.

4a

Ing. Ivan Argay, CSc. e-mail: [email protected]

Ing. Libor Voborský e-mail: [email protected]

Ing. Tomáš Hrubý

Ing. Robert Šulman e-mail: [email protected]

4b Ing. Martin Argay

všichni: Sicon, s. r. o. Hostivařská 140/60, 102 00 Praha 10 tel.: 271 960 205, www.sicon.cz

Obr. 4 Příklad použití RT ❚ Fig. 4 Practical use of adjusting bars

1/2012

❚


49


❚


NEKOMPLIKOVANÁ VÝZTUŽ PRO KRÁTKÉ MONOLITICKÉ A PREFABRIKOVANÉ KONZOLY ❚ NONCOMPLICATED REINFORCEMENT SYSTEMS FOR MONOLITHIC AND SUBSEQUENT CONCRETED CORBELS alternative solution for reinforcing of corbels by using elements of special reinforcement. Pro vyztužení konzol lze místo mnohdy velmi komplikované a pracné klasické výztuže použít

OBECNĚ

speciální univerzální systém připojení konzol,

Krátká konzola přenáší do sloupu moment a posouvající sílu. Relativně velká posouvající síla přenášená na krátké vzdálenosti způsobuje koncentraci napětí. V železobetonové konstrukci představují tyto konzoly oblasti diskontinuity a je nezbytné, aby jejich provedení proběhlo v souladu s návrhem. V prefabrikovaných stavbách se konzoly často betonují ve druhém záběru, kdy se používají šroubové spojky či tzv. PC systém skryté konzoly nebo další postupy. Nicméně provedení pomocí ohýbaných prutů, šroubového připojení nebo v současné době užívaná další řešení pro vytvoření konzoly mají svá omezení. U monolitických konzol bývá provedení výztuže rovněž často komplikované, výroba bednění klade nároky na zručnost a preciznost práce dělníků (obr. 1), probetonování je leckdy kvůli množství výztuže nedokonalé, a tak čas-

který je rychlý, nekomplikovaný, flexibilní a certifikovaný. Systém najde uplatnění u nejrůznějších typů konzol, např. pro jeřábové dráhy, styk sloup – průvlak ad., kde nahradí mnohdy velmi pracnou klasickou výztuž. Uspořádání prvků systému je jednoznačně určeno a je velmi jednoduché. Příspěvek popisuje alternativní řešení výztuže konzol pomocí prvků speciální výztuže.

❚ Instead of very complicated, elaborate and fault-prone reinforcement design of subsequently connected reinforced-concrete corbels, the universal system can be used. This system is fast, uncomplicated, flexible and approved. The system can be used by various types of corbels, for example as a support for crane tracks, for connecting reinforced-concrete brackets to a wall or a column in a second step of concrete placement, etc. In these cases the complicated conventional reinforcement is replaced by the universal system with clearly defined placement of the elements. This article describes an

ŘEŠENÍ KONZOL POMOCÍ SPECIÁLNÍCH PRUTOVÝCH PRVKŮ

Pro ekonomické zhotovení tahové výztuže v konzolách a rámových styčnících lze použít pruty HSC – speciální výztuž s vykovanou hlavou obdélníkového tvaru z BSt 500 S. Tato výztuž poskytuje 100% přenos sil zakotvením, které přenáší síly přes kotevní hlavy. Použití tohoto systému významně urychluje průběh stavby díky jednoduchému bednění a jednoduchému uspořádání výztuže. Tyto kotevní prvky jsou vhodné i pro dynamické zatížení. Hlava kotvy se umístí podle potřeby buď horizontálně, nebo vertikálně, aby se optimálně využily prostorové poměry v konzole (obr. 2). Výztužné prvky HSC nabízejí jak možnost dodatečného betonování konzoly, tak i možnost realizace monolitické konzoly.

1b

c

c

=6 0°

1a

to dochází k problémům díky špatnému a nepřesnému zhotovení takovéto konzoly.

c

Olga Löwitová

2

3

50


❚

1/2012


Zvláštní případy výroby prefabrikátu Obzvláště v oblasti výroby prefabrikátů vyvstávají problémy s výrobou konzoly na sloup nebo stěnu. V případě sloupů, které se většinou vyrábějí v horizontální poloze v ocelovém bednění, nebývá často jiná možnost než zničit drahé bednění v oblasti konzoly, aby bylo možné v této části umístit příslušnou výztuž. V mnoha případech má prefabrikovaný sloup konzoly na více stranách. To pak vede k extrémním časovým a finančním nárokům na bednění. Z těchto nevýhod vyplývá logický požadavek, aby se konzoly betonovaly až ve druhém, následném záběru. V takovém případě se často používá výztuž se zpětným ohnutím nebo šroubové spojení výztuže. Použití zpětně ohýbané výztuže má svá omezení, a to z důvodů geometrických okrajových podmínek. Navíc je také přenos zatížení pomocí zpětně ohýbané výztuže omezen maximálním průměrem prutu 12 mm. Více zatížené konzoly, které se v průmyslových stavbách často vyskytují, takto realizovat nelze. Řešením by mohlo být použití šroubových spojek. Ale i v tomto případě dochází ke komplikacím. Použití šroubových spojek je nákladné, protože vzhledem k malé kotevní délce je často potřeba použít zvýšenou plochu výztuže. Navíc šroubové spojky musí poskytnout dostatek prostoru i uvnitř konzoly. Nehledě na to, že smykové třmínky vyžadují sofistikovaná a náročná připojení na výztuž ve sloupu. Alternativou k výrobě tahové výztuže pomocí třmínků je spojení pomocí prvků HSC.

1/2012

❚

❚


4

1

2

3

Prut s rozkovanou hlavou a šroubovou objímkou – 1

Prut s rozkovanou hlavou a se závitem – 2

Obr. 1 Klasický způsob vyztužení konzoly – obtížné provedení výztuže a bednění, a) realizace, b) výkres výztuže ❚ Fig. 1 Conventional reinforcement of corbels – difficult assembly of reinforcement and formwork, a) implementation, b) drawing of reinforcement Obr. 2 Horizontální nebo vertikální pozice hlavy ❚ Fig. 2 Horizontal or vertical head position Obr. 3 Minimální rozměr ü pro zakotvení hlavy ❚ Fig. 3 Minimum size of ü for head anchoring


Prut s dvojitou rozkovanou hlavou – 3

Obr. 4 Vyztužení prefabrikované a monolitické konzoly pomocí speciální výztuže, 1 – 2x prut se šroubovou objímkou a rozkovanou hlavou (průměr 16, délka 360); 2 – 2x prut s rozkovanou hlavou a se závitem (průměr 16, délka 302); 3 – třmínek (dodá stavba); 4 – ozubená spára ❚ Fig. 4 Reinforcement of the casted or monolithic corbel by using special reinforcement, 1 - 2x bar with threaded coupler and forged head (diameter 16 mm, length 360 mm); 2 - 2x bar with threaded coupler and forged head (diameter 16 mm, length 302 mm); 3 - stirrup (building site); 4 - threated joint

51


5a

5b

❚


U tohoto systému je u dodatečně betonované konzoly v prvním záběru betonáže použit prut na jedné straně s rozkovanou hlavou a na druhé straně se šroubovou objímkou, který se připevní pomocí připevňovacího talířku na vnitřní stranu bednění sloupu. Po odbednění sloupu se může našroubovat přípojný prut, který má na jedné straně závit a na druhé rozkovanou hlavu. Zakotvení je zajištěno při dodržení minimální vzdálenosti „ü“ mezi koncem roznášecí desky a rozkovanou kotevní hlavou (obr. 3). K přenesení příčných tahů jsou nutné přídavné vertikální nebo horizontální třmínky. Tento systém je výhodný nejen pro dodatečnou betonáž konzoly. Pro provedení monolitické konzoly zůstávají v platnosti všechny výhody kotevních prvků. V tomto případě se používá prut s rozkovanou hlavou jen na jedné straně, nebo prut s dvojitou rozkovanou hlavou. Příklad vytvoření prefabrikované a monolitické konzoly pomocí těchto prvků HSC je na obr. 4. Příklad použití popisovaných prvků pro dvojstrannou prefabrikovanou konzolu je na obr. 5.

5c

POZNÁMKY K PROVEDENÍ KONSTRUKČNÍ VÝZTUŽE

Poměr bodu působení zatížení k výšce konzoly ac/hc výrazně ovlivňuje vlastnosti, charakteristiku příhradového modelu, a tím i nutné umístění výztuže na příčný tah. Je-li tento poměr větší než 0,5, pak je nutné použít vertikální třmínky vždy, když působící smyková síla VEd překročí únosnost nosného prvku bez smykové výztuže VRd,ct. Je-li tento poměr menší než 0,5,

pak je nutné použít horizontální třmínky vždy, když působící smyková síla VEd překročí 30 % únosnosti diagonály (obr. 6). Vertikální třmínky výztuže taženého pásu není nutné použít v případě velmi štíhlé konzoly s velkým zatížením, aby nedocházelo k odlupování betonové hrany přední strany v důsledku velkých příčných sil. Na obr. 4 je ukázka provedení výztuže při použití prvků HSC. Především při dodatečné betonáži jsou výhodné dlouhé konzoly, protože v tomto případě se smykové třmínky uspořádají vertikálně. V souladu s certifikátem se ještě přidá třmínek, který jde okolo hlavy výztužného prvku HSC. Dále se doporučuje konstrukční výztuž k zajištění polohy vertikálních třmínků. Při dodatečné betonáži konzoly je velmi důležité, aby byla zajištěna možnost našroubování prutů HSC. Proto je doporučena i minimální vzdálenost emin mezi hlavami prvků HSC, a to takto: emin = MIN (20 mm; 1,0ds). Při dodatečné montáži konzoly je pevné spojení vytvořeno v okamžiku, kdy je prvek zašroubován tak, že závit již není vidět. Aby se zajistila kolmá poloha hlavy prvku HSC, je pro zašroubování povolena tolerance poloviny závitu. Aby se umožnilo zakotvení v oblasti sloupu, musí být hlava HSC uložena za výztuží sloupu. K zašroubování se nedoporučuje použití momentového klíče, ani vnášení předepsaného momentu. ŘEŠENÍ KONZOL POMOCÍ UNIVERZÁLNÍHO SYSTÉMU PŘIPOJENÍ

Pro dodatečné připojení prefabrikované Obr. 5 Dvoustranná, dodatečně betonovaná konzola s použitím speciálních prvků HSC ❚ Fig. 5 Double headed, subsequently concreted corbel using of special elements HSC

6

❚

Obr. 6 Dlouhá a krátká konzola Fig. 6 Long and short corbel

Obr. 7 Tři typy konzoly HSCC pro zatížení 440, 730 a 980 kN ❚ Fig. 7 Three types of corbels HSCC for the load 440, 730 and 980 kN Obr. 8 Připojení betonového a ocelového nosníku na betonový sloup pomocí prvku HCCC ❚ Fig. 8 Connecting of concrete and steel beams to the concrete column using HCCC element Obr. 9 Připojení ocelového nosníku na betonový sloup pomocí prvků HSC-B a HSC ❚ Fig. 9 Connecting steel beam to the concrete column using HSC-B a HSC elements

52


❚

1/2012

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E 3

7

❚

MATERIALS AND TECHNOLOGY Literatura: [1] Scholkemper D.: State of the art reinforcement, Cost efficient manufacturing of bracket at the precast plant, DBF 08/2008 [2] Löwitová O.: Použití prvků Stud Connector jako snadné řešené výztuže pro konzoly, Betonárské dni 2008, Bratislava [3] Bauaufsichtliche Zulassung Z-15.6204, DIBt, 31. Dezember 2007 [4] Katalogy firmy Halfen

konzoly nebo ocelového nosníku k betonovému sloupu je výhodné použít prvek HSCC. Jedná se o ocelovou konzolu, která se přišroubuje k předem zabetonovaným výztužným prvkům se šroubovou objímkou a rozkovanou hlavou. Při použití tohoto systému odpadá komplikované provedení výztuže klasicky řešené konzoly. Ve srovnání s klasickou železobetonovou konzolou systém přenese až dvojnásobné zatížení. Nezanedbatelné je i to, že ve srovnání s betonovou konzolou dochází k podstatnému snížení nutné výšky konzoly. Na trhu jsou k dispozici tři typy konzoly HSCC pro zatížení 440, 730 a 980 kN (obr. 7 a 8). Pro připojení ocelového nosníku k betonovému sloupu je vhodné použít prvek HSC-B. Jedná se o čelní desku se šrouby s metrickým závitem. Prvek lze použít například ve sloupu, stěně, stropní desce atd. V závislosti na uspořádání prvek bezpečně přenese i poměrně velké normálové a smykové síly a ohybové momenty. Příklad použití prvku HSC-B je na obr. 9.

8

9

Z ÁV Ě R

Při použití univerzálního systému připojení konzol HUC a speciálních prvků HSC odpadá komplikované bednění a nutnost použití svařování na stavbě. Konzolu lze okamžitě zatížit bez časové prodlevy potřebné k dosažení dostatečné pevnosti betonu, jak je tomu u klasických betonových konzol. Montáž konzol je díky šroubovému spojení rychlá a jednoduchá, což eliminuje vznik možných chyb a problémů. Použitím speciálních prvků pro konzoly lze docílit zjednodušení a vyšší bezpečnosti jak návrhu, tak i provedení konzoly. Ing. Olga Löwitová, CSc. Halfen-Deha, s. r. o. Šafránkova 1238/1 150 00 Praha 5 tel.: 311 690 069, mob.: 602 260 873 e-mail: [email protected]

1/2012

❚


53


❚


ZKUŠEBNICTVÍ V PRAXI TRANSPORTBETONU A PROBLÉMY S TOUTO ČINNOSTÍ ❚ TESTING IN PRACTICE OF READYMIX CONCRETE AND PROBLEMS WITH THIS ACTIVITY Miroslav Moravec

fikační orgán. Kromě toho probíhá operativní systémem kontrolních činností.

Článek se zabývá systémem kontrolní činnosti při výrobě transportbetonu se zaměřením na rizika

SYSTÉM KONTROLNÍ ČINNOSTI

neshody výsledků v praxi. Zdůrazňuje problé-

Kontrolní činnost tohoto systému se často označuje jako kontrola shody. Východiskem jsou průkazní zkoušky, které zajišťuje výrobce betonu a prokazuje jimi, že beton vyrobený podle příslušné receptury bude mít při dodržení technologie výroby určité vlastnosti, jako pevnost v tlaku, vodotěsnost, mrazuvzdornost aj. Průkazní zkoušky jsou jakýmsi rodným listem pro konkrétní beton. Základem systému kontroly jakosti vyráběného betonu jsou kontrolní zkoušky, prováděné v souladu s přesně stanovenými pravidly. Kontrolují vlastnosti dodávaného transportbetonu a jejich výsledky se porovnávají s vlastnostmi požadovanými odběratelem a s dříve provedenými průkazními zkouškami. Vlastní kontrolní činnost probíhá na dvou místech: • Na betonárně, kde se také odebírá beton pro zhotovení zkušebních těles ve tvaru krychle o hraně 150 mm, je zajišťuje výrobce betonu. Slouží k prokázání kvality vyrobeného betonu („shody“) a pro operativní řízení výroby. Jsou povinné a jejich cena je zahrnuta do ceny dodávky betonu. • Ve zvolených autorizovaných laboratořích nebo v laboratoři výrobce betonu. Beton pro zkušební tělesa stejných rozměrů (krychle o hraně 150 mm) se odebírá v místě betonáže a zajišťuje je zhotovitel stavby. Jsou fakultativní a provádějí se na základě zvláštního ujednání mezi zhotovitelem a objednatelem stavby. Je to v podstatě duplicitní zkouška, kterou se ověřuje kvalita betonu při přejímce na stavbě a má zjistit případné odchylky definovaných vlastností betonu vlivem dopravy nebo náhodných chyb při výrobě. Kontrolní zkoušky obou druhů jsou prováděny v souladu s přesně stanovenými pravidly. Tato pravidla musí být součástí smluvního vztahu mezi zhotovitelem stavby a objednatelem stavby. Je třeba vycházet z ustanovení ČSN EN 206-1 Změna Z3 a případně z dalších předpisů podle požadavků objednatele. Jsou to např. TKP 18 MD OPK (stavby pro ŘSD), TKP staveb Českých drah, TKP Ředitelství vodních cest ČR aj.

my s interpretací výsledků kontrolních zkoušek na jádrových vývrtech. ❚ This article focuses on system of concrete testing, different results on specimen cube and cored specimen tests and problems related to interpretation of these tests.

OD BETONU Z LOKÁLNÍ VÝROBY K TRANSPORTBETONU

Postupné zavádění technologie transportbetonu v Čechách začalo koncem šedesátých let minulého století. Cílem bylo oddělení výroby a dopravy čerstvého betonu od vlastní stavební činnosti. Proces byl dlouhodobý a probíhal ještě v sedmdesátých a osmdesátých letech. Výrobu stále více zajišťovaly velkokapacitní betonárny, ale téměř vždy pro stavební firmu, která ji zároveň vlastnila. Otázky kvality a případných nedostatků se řešily v rámci jedné firmy a pochopitelně úplně jinak než v současné době. Zásadní změny nastaly až v průběhu devadesátých let důsledným osamostatněním výroby čerstvého betonu. Ze samostatných velkokapacitních betonáren je dodáván čerstvý beton vyrobený v továrních podmínkách stavebním firmám jako výrobek s garantovanými vlastnostmi. Z této zásadní organizační změny vyplynula pro betonárny řada povinností, aby odběratel (zhotovitel stavby) měl záruku, že při správném zpracování a ošetření transportbetonu vyrobí konstrukci, která splňuje všechny technické požadavky projektu a platných norem. Bylo to zejména zavedení systému kontroly výroby, stanovení způsobu zpracování výsledků kontrolních zkoušek, atestace vyráběného betonu a průběžné využívání výsledků kontrolních zkoušek pro technologické řízení betonárny. Pro řízení jakosti výroby byla nutná systematická kontrola vlastností vstupních materiálů, průběžná kontrola mezioperací a využití zkrácených a orientačních zkušebních postupů, které při výrobě dosahují dostatečné přesnosti. Odběratel (stavební firma) nyní kupuje výrobek definovaných vlastností, které garantuje výrobce transportbetonu na základě certifikace své výroby, které soustavně kontroluje příslušný certi54

NESHODA VÝSLEDKŮ KONTROLNÍCH ZKOUŠEK

V praxi může nastat případ, že kontrolní zkoušky na zkušebních tělesech v místě ukládání (na stavbě) poskytnou jiné výsledky než z výroby, často až nevyhovující. Dochází tím k patové situaci, při níž objednatel stavby zpravidla preferuje výsledky ze zkoušek těles, zhotovených na stavbě. Rozdíl ve zjištěné pevnosti v tlaku může podle dlouhodobých zkušeností činit až 5 MPa nebo dokonce 10 MPa, což je pevnostní rozsah jedné event. dvou pevnostních tříd. Přitom ve většině případů dochází k rozdílným výsledkům působením celé řady vlivů při přípravě a provádění pevnostních zkoušek. Může to být: • rozdíl mezi získanými hodnotami při použití plastových a kovových forem, • odchylka rovinnosti tlačných ploch vlivem opotřebení forem, • způsob zpracování čerstvého betonu ve formách, • způsob uložení a ošetření zhotovených zkušebních těles – velice důležitá je doba do 24 h po zhotovení. Při zjištění rozdílných hodnot výsledků zkoušek následuje rozpor mezi výrobcem betonu a zhotovitelem stavby a jako východisko ze situace se v řadě případů volí stanovení pevnosti betonu v tlaku na jádrových vývrtech z konstrukce. Příklad z praxe Na konstrukci s poměrně velkým objemem byl dodáván z moderní betonárny beton třídy B30. Výsledky kontrolních zkoušek krychelné pevnosti na zkušebních tělesech vyrobených na betonárně byly předány zhotoviteli stavby formou měsíčních přehledů. Zpracovávala je nezávislá akreditovaná zkušebna a výsledky zkoušek byly plně vyhovující (pohybovaly se od 34 do 42 MPa. Avšak výsledky kontrolních zkoušek na zkušebních tělesech vyrobených na stavbě a odzkoušené v jiné nezávislé akreditované zkušebně se pohybovaly od 25 do 38 MPa. Byly tedy nevyhovující. Protože se pracovníci stavby obávali předložit výsledky zkoušek na tělesech ze stavby (byly prováděny na základě ustanovení ve smlouvě), hledali řešení, které by potvrdilo správnou kvalitu betonu, a objednali proto posouzení kvality u odborného ústavu. Byla provede-


❚

1/2012


❚


Tab. 1 Porovnání sledovaných parametrů zkušebních těles tvaru krychle o hraně 150 mm a jádrového vývrtu [1] ❚ Tab. 1 Comparing parameters of specimen cube (150 mm) with the cored one

Sledovaná veličina Hutnění Ošetřování

Krychle normové normové

Jádrový vývrt různorodé různorodé různorodá, převážně závislá Kvalita tlačných převážně ideální zejména na kvalitě zaříznutí ploch u ocelových forem a koncování řezná plocha s odkrytými Kvalita povrchu uzavřený povrch tvořený vrstvou styčnými sparami mezi matricí tělesa cementového tmelu a kamenivem Poměr max. zrna 1 : 3 průměr 70 mm k min. rozměru většinou cca 1 : 6 1 : 4 průměr 100 mm tělesa 1 : 6 průměr 150 mm Přítomnost výztuže ne občas ano

na řada vývrtů za poměrně vysokou cenu a odzkoušena pevnost v tlaku na válcových zkušebních tělesech. Z výsledků s poměrně velkým rozptylem hodnot ale nebylo možné jednoznačně prokázat vyhovující či nevyhovující kvalitu. VÝSLEDKY ZKOUŠEK NA JÁDROVÝCH VÝVRTECH A MÍRA JEJICH SPOLEHLIVOSTI

Při zkouškách na jádrových vývrtech často dochází k dalším chybám vlivem prováděného zkušebnictví. Je všeobecně známo, že výsledky zkoušek na vývrtech jsou ovlivňovány celou řadou faktorů, a tím je snižována jejich průkaznost a objektivnost ve srovnání se standardními zkouškami na zkušebních tělesech vyráběných na betonárně nebo na stavbě. Přitom se zkoušky na jádrových vývrtech mnohdy považují u širší odborné veřejnosti za exaktní a přesné stanovení vlastností betonu v konstrukci. Často se na základě takto získaných výsledků hodnotí kritéria předepsané třídy betonu s konečnou platností. Poměrně malý rozdíl v hodnotě získané ze zkoušek vývrtů oproti hodnotám předepsaným může rozhodnout,

ne pouze u vývrtu průměru 150 mm často ne

Z ÁV Ě R

Nakladatelství Academia vydalo na sklonku loňského roku v edici Paměť autobiografickou knihu jednoho z předních představitelů cementářského průmyslu v Československé a později České republice. Je to zcela ojedinělá publikace. Knihkupectví obvykle nabízejí autobiografie herců, spisovatelů, umělců nebo případně úspěšných podnikatelů, ale životopis inženýra a vrcholového manažera cementáren je do výkladů a na pulty pokládán zřejmě poprvé. Autor poutavě a svěže vypráví o svém dětství v jihomoravské vesnici Podivín, vzpomíná na své rodiče, jejich rázovité sousedy a pevné životní zásady, které jim pomáhaly v nelehkých situacích a které později mnohokrát pomohou i jemu. Přes úsměvné i smutnější příhody z dob dospívání a studií se dostává k seznámení se s praktickým životem ve výrobním cementářském závodě s postupným stoupáním po žebříku odpovědnosti a pravomocí vzhůru. K zadávaným úkolům přistupuje spíše jako k výzvám a pomyslná laťka k překonání se zvolna zvedá výš a výš. Přicházejí však i mnohá tvrdá ponaučení a střety s politicko-ideolo-

šebních těles na stavbě v době před uložením do normových podmínek ve zkušebně) mimořádnou pozornost. Veškerá zkušební a kontrolní činnost zajišťovaná dodavatelem stavby musí probíhat za účasti pracovníka dodavatele betonu. Jestliže dojde k rozdílnému hodnocení kvality betonu na základě výsledků kontrolních zkoušek (zkušební tělesa zhotovená v místě výroby a v místě ukládání čerstvého betonu), je nutné při hledání objektivní skutečnosti na základě zkoušek na jádrových vývrtech postupovat velice obezřetně a brát v úvahu všechny uvedené skutečnosti. Technickými a technologickými podmínkami včetně předpokládaných zkušebních prací je nutné se zabývat během předvýrobní přípravy, což je bohužel činnost, jejíž význam je v posledních letech značně podceňován. Ing. Miroslav Moravec

Odběry vzorků na stavbě doporučuji, vzhledem k popsaným rizikovým vlivům ve vzájemné spolupráci mezi výrobcem a odběratelem betonu, omezit na nutné minimum a věnovat této činnosti (odběr vzorků, zhotovení a ošetřování zku-

Ivan Kratochvíl

❚

velmi často ne

že celá konstrukce je prohlášena za nevyhovující se všemi z toho vyplývajícími právními a finančními důsledky. Zde je třeba položit důležitou otázku: je u zkoušek na jádrových vývrtech z konstrukce a u zkoušek na zkušebních tělesech vyrobených a ošetřovaných v laboratorních podmínkách splněna podmínka modelové podobnosti? Velmi ilustrativní pro porovnání míry shody jednotlivých parametrů modelové podobnosti pro hodnocení výsledků zkoušek je tab. 1 převzatá z [1]. Protože modelová podobnost je u většiny parametrů neuspokojivá, nelze očekávat obecně předpokládanou shodu výsledků. Kromě neuspokojivé modelové podobnosti je důležité posuzovat její kvantitativní dopad na konkrétní výsledky zkoušek. V této souvislosti doporučuji např. článek [2].

ŽIVOT NENÍ JEN NÁHODA

1/2012

Shoda převážně ne převážně ne

Literatura: [1] Dohnálek J.: Stanovení pevnosti betonu v tlaku na jádrových vývrtech – průkaznost a reprodukovatelnost, přísp. na konf. Zkoušení a jakost ve stavebnictví 2007 [2] Dohnálek J.: Současný stav využívání jádrových vývrtů k posouzení jakosti betonu – problémy a východiska, Vodní stavby č. 5/1989 [3] Horský J.: Vliv použitého typu formy na naměřené hodnoty pevnosti betonu, přísp. na konf. Zkoušení a jakost ve stavebnictví 2007 [4] ČSN EN 206-1 – Beton – Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda [5] ČSN EN 12504-1 – Zkoušení betonu v konstrukcích – Část 1: Vývrty – odběr, vyšetření a zkoušení v tlaku

Stachema Kolín, spol. s r. o. Zibohlavy 1, 280 02 Kolín tel.: 602 590 393 e-mail: [email protected] Text článku byl posouzen odborným lektorem.

gickým vedením na nejrůznějších úrovních. Čtenáře může až mrazit v zádech při uvědomění si, jak byla mnohá rozhodnutí ovlivňována prostou lidskou závistí schovanou za různé demagogicko-dogmatické poučky a bezobsažné fráze. Kolik úsilí bylo třeba vynaložit na jejich zdolání. Život profesní se střídá s životem soukromým a oba stejně rychle zdolávají změnu politicko-hospodářského systému v naší zemi a učí se v nových podmínkách. K nejzajímavějším pasážím knihy patří zamyšlení na konci každé z dvaceti kapitol. Jejich témata jsou překvapivě různorodá a ukazují, že úspěšný manažer nemůže přemýšlet jen o efektivitě výroby a zvyšující se produktivitě, ale že jeho záběr musí být mnohem širší. Uvážlivá a zodpovědná rozhodnutí si žádají hlubší základ. Nadhled, inspiraci a sílu k nim čerpal autor z krásné literatury, hudby, divadla a zejména diskuzí s mnohými přáteli. Jsou současně i výzvami k čtenáři, aby se „zastavil“ a trochu zamyslel, a to v naší uspěchané době rozhodně neškodí. Přeji Vám příjemné čtení i chvilky zamyšlení. Jana Margoldová Vydalo nakladatelství Academia, Praha 2011 434 stran, 53 čb fotografií ISBN 978-80-200-2047-5


55

PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

❚

FAILED CONCRETE

POZNÁMKA K NOVÉ RUBRICE POHLEDOVÝ BETON (5/2011) Jsem velice ráda za první „vlaštovku“, která se snaží ukázat na vady tzv. pohledových betonů [1]. Přesto si myslím, že takto koncipovaný článek je obecný a k vyšší kvalitě betonových povrchů nepomůže. V jednotlivých dílech by bylo vhodnější ukázat jednu závadu a té se věnovat důkladněji. Autor napsal k obr. 4 Nezvibrované hnízdo na pohledové straně konstrukce. Podle mých zkušeností je tento závěr diskutabilní. Obdobné problémy vznikají při betonážích, kde je netěsné bednění, kdy uniká cementové mléko spárou. Tento jev vzniká zejména při použití polykarboxylátových přísad ve větších dávkách, při nevhodném podílu jemných částic v betonu, kdy čerstvý beton je tekutý, ale jako směs je nestabilní. Tento problém má obvykle řešení v zabezpečení těsnosti bednění, např. vložením těsnících pásků nebo krycí lišty. Důležité je utěsnit i prostupy po spínacích tyčích, elektroinstalaci apod. Dále je vhodné pro pohledové konstrukce navrhovat betony tak, aby byla zachována optimální křivka zrnitosti betonu s dostatečným podílem jemných částic (i za cenu dodávkování kvalitních příměsí) a optimální dávka plastifikačních nebo superplastifikačních přísad. Ukázka tohoto případu je obr. 1 a 2. Obrázky jsou ze dvou stran jedné stěny a vysvětlují hnízdo na líci. Pokud bednící desky nelícují a únik mléka není enormní, dochází často ke vzniku map (obr. 3). Někdy k obdobnému jevu též dochází (obr. 1 až 3), ukládá-li se beton z velké výšky bez použití tzv. rukávu. To je ale již jiná kapitola.

1

2

Ing. Milada Mazurová TBG Metrostav, s. r. o. e-mail: [email protected]

Literatura: [1] Zmek J.: Pohledový beton, Beton TKS 5/2011, str. 87

Obr. 1 Pohled na lícovou část stěny s hnízdy hrubého kameniva Obr. 2

Detail úniku cementového mléka na rubu stejné stěny

Obr. 3

Slabý únik cementového mléka na vodorovné spáře 3

56


❚

1/2012

VĚDA A VÝZKUM

❚

SCIENCE AND RESEARCH

KOREKCE ÚNAVOVÝCH PARAMETRŮ BETONU S VYUŽITÍM APROXIMACÍ LOMOVĚ-MECHANICKÝCH PARAMETRŮ V ČASE ❚ CORRECTION OF FATIGUE PARAMETERS OF CONCRETE USING APPROXIMATION OF MECHANICAL-FRACTURE PARAMETERS IN TIME Hana Šimonová, Zbyněk Keršner, Stanislav Seitl, Dobromil Pryl, Radomír Pukl Autoři představují postup korekce hodnot základních únavových parametrů – Wöhlerovy křivky – vzorků betonů pevnostní třídy C30/37 a C45/55, které byly zjištěny ze zkoušek tříbodovým ohybem cyklicky namáhaných trámců s centrálním zářezem. Ke korekci se využívají aproximace hodnot lomově-mechanických parametrů těchto betonů určených ze statických zkoušek, přičemž stáří vzorků pokrývá časový interval únavových zkoušek. Testy byly simulovány nelineárním MKP programem ATENA, do něhož byl implementován materiálový model pro únavové poškození betonu v tahu. Experimentálně zjištěné hodnoty byly porovnány s numerickými výsledky. ❚

A correction procedure for basic fatigue parameters with respect

to specimen age is presented. The approximation is based on static compressive strength measurements covering the time interval of the fatigue tests. The procedure is applied to three-point bending specimens

hoto důvodu je hledán způsob korekce naměřených dat z únavových experimentů, aby byla mezi sebou porovnatelná i pro zkoušky těles s narůstajícím stářím. Možné řešení je naznačeno dále, kdy se využijí výsledné hodnoty ze statických zkoušek krychelné pevnosti betonu v tlaku ve vztahu ke stáří vzorků k určení koeficientů vybrané vhodné aproximační křivky hodnot tohoto parametru v čase, a následně pro stanovení korektních hodnot základních únavových parametrů. Na základě statických zkoušek lze aproximovat řadu dalších lomově-mechanických parametrů, (modul pružnosti, lomová houževnatost a lomová energie), přičemž kritériem vhodnosti výběru může být maximalizace koeficientu disperze Wöhlerovy křivky. Příspěvek navazuje na článek [2], ve kterém byly výsledky únavových experimentů využívány pro kalibraci parametrů numerického modelu únavového chování materiálu.

with a central edge notch of plain class C30/37 and C45/55 concretes. The tests are simulated using the nonlinear finite element software ATENA,

Č A S O VÁ Z ÁV I S L O S T P E V N O S T I V T L A K U

where a material model for tensile fatigue damage of concrete has been

Pro určení hodnot pevnosti zkoumaných betonů v tlaku byly použity krychle o hraně 150 mm. Jak už bylo zmíněno, dynamické zkoušky při vysokocyklové únavě jsou časově náročné, z tohoto důvodu byly tlakové zkoušky provedeny pro různá stáří vzorků – 28 dní, přibližně tři měsíce a po ukončení dynamických zkoušek. Stanovení zmíněných pevností bylo provedeno v hydraulickém lise Form+test Alfa 3-3000 s rozsahem 3000 kN, rychlost zatěžování byla 0,6 MPa s-1. Výsledné hodnoty získané z tlakových zkoušek betonových těles lze nalézt v [3] pro beton C30/37, resp. v [4] pro beton C45/55. Tyto hodnoty byly nejprve poděleny aritmetickým průměrem pro stáří vzorků 28 dní, čímž se získaly relativní hodnoty pro všechna zkoumaná stáří. Tyto hodnoty byly poté aproximovány vybranou funkcí:

implemented. The experimentally obtained values are compared with the numerical results.

Konstrukce a konstrukční prvky z pokročilých stavebních materiálů jsou navrhovány tak, aby odolávaly vůči statickému a kvazistatickému zatížení. Má-li být taková konstrukce vystavena vlivům dynamickým, uvažují se většinou jako opakovaně působící zatížení statická. U konstrukcí, které jsou namáhány cyklickým proměnným zatížením, např. mosty, tunely, betonové pražce, představuje únava konstrukcí (materiálu) podstatně nebezpečnější zátěž než namáhání statické, jelikož při cyklickém namáhání kvůli intenzivnější koncentraci trhlin dochází k vyčerpání únosnosti konstrukce nebo prvku při nižší úrovni zatížení. Únavové zatížení se pak projevuje nárůstem šířek trhlin, zvyšováním průhybů a snížením tuhosti konstrukcí, což může nakonec vést k únavovému selhání. Přestože je beton široce používaný stavební materiál, pochopení únavového porušení cementových kompozitů (kvazikřehkých materiálů) stále chybí, především ve srovnání s kovovými materiály. Ještě méně informací o únavě je k dispozici u kompozitních materiálů, jako je např. vlákny vyztužený beton. Z literatury pojednávající o uvedené problematice únavy stavebních materiálů (např. [1]) vyplývá, že v současné době není známa a sjednocena metodika stanovení základních únavových charakteristik prostého nebo vlákny vyztuženého betonu tak, aby jednotlivé výsledky bylo možno vzájemně porovnat a prakticky využít. Dosavadní publikované výsledky nejsou systematické a není také vyjasněna korelace mezi strukturou studovaných materiálů a jejich únavovými vlastnostmi. Stanovování únavových parametrů kvazikřehkých materiálů může být také problematické z důvodu doby trvání dynamických zkoušek těles při vyšších počtech cyklů. Z to1/2012

❚

fc (t ) f c28

c

" a ( 1 e-b( t) ) ,

(1)

kde koeficient a = fc∞/fc28 představuje asymptotu k aproximační křivce vyjádřenou jako poměr mezi teoretickou hodnotou pevnosti v tlaku vzorku v čase t = ∞ a zjištěnou hodnotou aritmetického průměru pevnosti v tlaku pro stáří vzorků 28 dní; exponenciální člen rovnice (1) s koeficienty b a c vyjadřuje míru časově závislé změny pevnosti v tlaku v intervalu t = (0;∞), která je obecně závislá na parametrech použité betonové směsi a také na podmínkách prostředí, v kterém je vzorek uchováván. Aproximace byla provedena s kritériem nejmenších čtverců odchylek pomocí genetických algoritmů implementovaných v Java systému GA s otevřeným zdrojovým kódem [5]. Na obr. 1 je uveden průběh aproximační křivky (1) s výslednými hodnotami koeficientů a, b a c pro oba výše zmiňované betony; symbol x v rovnici označuje čas ve dnech, y bezrozměrné relativní hodnoty krychelné pevnosti v tlaku a R2 je bezrozměrný koeficient disperze.


57

❚

VĚDA A VÝZKUM


ny. Zkoušky byly ukončeny při porušení vzorku, případně po dosažení horního limitu zatěžovacích cyklů.

1,50 -0,1920(x)0,6269

y = 1,2694 (1-e R2 = 0,9699

Relativní pevnost v tlaku [–]

1,25

)

VYHODNOCENÍ ZKOUŠEK

1,00

0,3470

y = 1,2769 (1-e-0,4360(x) R2 = 0,8026

)

0,75

0,50

0,25

0,00 0

50

100

150

Stáří vzorků [dny] naměřená data C30/37

naměřená data C45/55

1

Ú N AV O V É Z K O U Š K Y T R Á M C Ů

V rámci společného výzkumného projektu týmů Fakulty stavební VUT v Brně a Ústavu fyziky materiálů AV České republiky probíhají vysokocyklické únavové zkoušky trámců s počátečním zářezem v tříbodovém ohybu. Nominální rozměry zkušebních trámců byly 100 × 100 × 400 mm, rozpětí podpor činilo 300 mm. Počáteční vruby byly vyřezány diamantovou kotoučovou pilou, relativní hloubka zářezu (k výšce vzorku) byla rovna 0,1. Experimentální měření probíhala v laboratořích Fakulty stavební VUT v Brně na servohydraulickém přístroji značky INOVA-U2 (obr. 2), řízeném počítačem, za standardních laboratorních podmínek – teplota 20 ± 5 °C, relativní vlhkost 60 ± 5 %. Únavové testy byly provedeny při kontrolovaném zatížení. Parametr asymetrie cyklu R = Pmin/Pmax = 0,1 [–], kde hodnoty Pmin a Pmax jsou minimální a maximální zatížení sinusové vlny v každém cyklu. Zatěžovací frekvence byla přibližně 10 Hz. Zkušební vzorky byly zatěžovány v oblasti vysokocyklové únavy, horní limit počtu cyklů byl stanoven na 2 milio-

Při posuzování únavové životnosti konstrukčních prvků byly v minulých letech využity různé přístupy. Všeobecně přijímaný přístup v technické praxi je založen na empiricky odvozených S–N diagramech, známých jako Wöhlerovy křivky, tj. grafy zobrazující závislost napětí S na počtu cyklů do porušení N. Tyto křivky jsou jednoduché a poskytují dostatečné množství údajů pro běžnou inženýrskou praxi. Únavové zkoušky cementových kompozitů bývají zatíženy poměrně značným rozptylem hodnot na jednotlivých hladinách zatížení/napětí, takže pro přibližné stanovení Wöhlerovy křivky je potřeba minimálně osm až dvanáct vzorků. Pro přesnější stanovení jejího průběhu, případně i pro její statistické vyhodnocení, je třeba patnáct až dvacet zkušebních těles. V rámci zde vyhodnocovaných experimentů bylo odzkoušeno dvacet pět zkušebních vzorků pro každou pevnostní třídu betonu. První vzorek byl zatížen staticky, z důvodu odhadu hodnoty maximálního zatížení, další vzorky byly postupně zatěžovány s úrovní napětí stále nižší, až bylo dosaženo hladiny napětí, při kterém vzorky vydržely bez porušení předepsaný počet cyklů. Výsledky únavových zkoušek při různé maximální úrovni ohybového napětí jsou shrnuty na obr. 3 a 4 pro beton C30/37 a C45/55, kde je maximální hodnota nominálního normálového napětí při ohybu (S, v rovnici v obrázcích označeno y) vynesena v závislosti na logaritmu počtu cyklů do porušení (N, v obrázcích označeno x). Spolu s výsledky měření byly získány analytické výrazy Wöhlerovy křivky (2) a byly určeny příslušné koeficienty disperze R2 pro oba výše zmiňované betony. S " a w Nb

(2) Obr. 1 Aproximační křivky pro relativní krychelnou pevnost v tlaku ❚ Fig. 1 Approximation curves for relative compressive cube strength Obr. 2 a) Umístění vzorku v přístroji, b) celkový pohled na zkušební zařízení ❚ Fig. 2 Test setup Obr. 3 S–N křivky pro beton C30/37 ❚ Fig. 3 S–N diagrams for plain class C30/37 concrete Obr. 4 S–N křivky pro beton C45/55 ❚ Fig. 4 S–N diagrams for plain class C45/55 concrete

2a

5

6

y = 3,7256x -0,0230 R2 = 0,3806

4

4

3

y = 3,2561x -0,0262 R2 = 0,7028

2

y = 5,9227x -0,0345 R2 = 0,7289

5

S [MPa]

S [MPa]

2b

y = 5,3947x -0,0334 R2 = 0,8833

3 2

1

1

0 1,E+00

1,E+01

1,E+02

1,E+03

1,E+04

1,E+05

1,E+06

0 1,E+00

1,E+07

1,E+01

1,E+02

N [-]

3

naměřená data

ATENA

upravená data; porušeno

upravená data; neporušeno

1,E+03

1,E+04

1,E+05

1,E+06

1,E+07

N [-] naměřená data

upravená data; porušeno

upravená data; neporušeno

4

58


❚

1/2012

VĚDA A VÝZKUM Literatura: [1] Lee M. K., Barr B. I. G.: An overview of the fatigue behaviour of plain and fibre reinforced concrete, Cement & Concrete Composites, Vol. 26, 2004, 299–305 [2] Pryl D., Pukl R., Seitl S., Keršner Z.: Poškozování betonu cyklickým tahovým zatížením – experiment a model, časopis Beton TKS 2/2011, str. 48–51 [3] Šimonová H., Pail T., Frantík P., Keršner Z.: Vyhodnocení únavových testů betonových vzorků s využitím aproximace hodnot pevnosti betonu v čase. Proc. of the 5th Int. Conf. on Dynamics of Civil Engineering and Transport Structures and Wind Engineering, Jasná pod Chopkom, Slovak Rep. Žilina: University of Žilina, Fac. of CE, Dept. of SM, 2011, 155–158, ISBN 97880-554-0354-0 [4] Seitl S., Šimonová H., Keršner Z., Pukl R., Pryl D.: Základní únavové charakteristiky betonu C45/55 z testů vzorků tříbodovým ohybem, Sb. konf. 18. Betonářské dny, 2011, 547–550, ISBN 978-80-87158-30-2 [5] Frantík P.: Java balík GA. GNU GPL licence, http:///www.kitnarf.cz/java

❚


bem cyklicky namáhaných trámců s centrálním zářezem, bla využita aproximace hodnot pevnosti těchto betonů v tlaku ze statických zkoušek, přičemž stáří vzorků pokrývalo časový interval únavových zkoušek. Korekce u obou sad betonových vzorků vedla ke zvýšení koeficientu disperze Wöhlerovy křivky, což lze považovat za průkaz její účinnosti.

Výsledky byly získány za finanční podpory ze státních prostředků GA ČR, registrační číslo projektu P104/11/0833 a projektů specifického vysokoškolského výzkumu na VUT v Brně registrovanými na VUT pod č. FAST/FCH/FSI-S-11-1 a FAST-J-11-25/1313. Poděkování za významný podíl na precizním provedení řady statických a dynamických experimentů patří Ing. Barbaře Kucharczykové, Ph.D., a Ing. Jiřímu Veselému.

Ing. Hana Šimonová e-mail: [email protected], tel.: 541 147 116 Doc. Ing. Zbyněk Keršner, CSc. e-mail: [email protected], tel.: 541 147 362

Koeficient disperze S–N křivky pro beton C30/37 určené přímo z naměřených hodnot je relativně nízký: z tohoto důvodu byla data upravena pomocí zmiňované aproximační křivky relativních hodnot krychelné pevnosti betonu v čase. Tím byla naměřená data standardizována na stáří vzorků 28 dní, což vedlo k podstatnému zvýšení hodnoty bezrozměrného koeficientu disperze z 0,38 na 0,7. Tento postup byl použit i na výsledky únavových zkoušek pro beton C45/55, přičemž koeficient disperze se zvýšil tentokráte z hodnoty 0,73 na 0,88. Obě korigované S–N křivky jsou vyneseny v obr. 3 a 4, v případě betonu C30/37 doplněny o výsledky simulací nelineárním MKP programem ATENA, do něhož byl implementován materiálový model pro únavové poškození betonu v tahu.

oba: Fakulta stavební VUT v Brně Ústav stavební mechaniky Veveří 331/95, 602 00 Brno Ing. Stanislav Seitl, Ph.D. Ústav fyziky materiálů AV ČR, v. v. i. Žižkova 22, 616 62 Brno e-mail: [email protected], tel.: 532 290 361, www.ipm.cz Ing. Dobromil Pryl, Ph.D. e-mail: [email protected] Ing. Radomír Pukl, CSc. e-mail: [email protected]

Z ÁV Ě R

V předloženém postupu korekce hodnot základních únavových parametrů vzorků betonů pevnostní třídy C30/37 a C45/55, které byly zjištěny ze zkoušek tříbodovým ohy-

1/2012

❚


oba: Červenka Consulting Na Hřebenkách 55, 150 00 Praha 5 tel.: 220 610 018, www.cervenka.cz

59

VĚDA A VÝZKUM

❚


OPTIMALIZAČNÍ METODA PRO AUTOMATICKÝ NÁVRH VÝZTUŽE ŽELEZOBETONOVÝCH PRVKŮ ❚ OPTIMALIZING METHOD FOR AUTOMATIC GENERATION OF THE REINFORCEMENT LAYOUT OF STRUCTURAL CONCRETE Karel Semrád, Radek Štefan V článku je popsána optimalizační metoda pro automatické generování náhradních příhradových modelů a tomu odpovídající návrh výztuže železobetonových konstrukcí. Výpočetní postup je schopen zohlednit nehomogenní podstatu železobetonu zavedením rozdílných materiálových vlastností ocelové výztuže a betonu do procesu sestavování náhradních příhradových modelů. Možnosti uplatnění metody jsou představeny na řešených příkladech vybraných konstrukčních prvků a detailů. ❚ The paper describes a new method for automatic generation of strut-and-tie models and reinforcement layout design of structural concrete. The focus of this work is aimed on developing a design procedure taking into account real stiffness properties of steel and concrete components of structural concrete. A few examples are given to show the potency and possibilities of the proposed method.

Pro návrh a posouzení poruchových oblastí železobetonových konstrukcí se v současné době nejvíce používá metoda příhradové analogie. Stěžejním bodem návrhu je sestavení a volba vhodného příhradového modelu, pomocí něhož lze odpovídajícím způsobem vystihnout způsob přenosu zatížení a chování konstrukce. To však není v mnoha případech jednoduché a jednoznačné. Pro řešení daného problému se mnohdy nabízí několik staticky přípustných příhradových modelů, které se od sebe často výrazně liší. Největším nedostatkem „klasické“ metody příhradové analogie je její nepřesné vystihnutí přetvárných vlastností konstrukce. Především u složitých staticky neurčitých příhradových modelů, nezohlední-li se při sestavování modelu rozdílná tuhost tlačených a tažených prutů, nemůže daný model výstižně popsat odpovídající rozložení vnitřních sil uvnitř konstrukce. Tato skutečnost vedla autory k vývoji optimalizační metody pro automatické generování náhradních příhradových modelů a tomu odpovídajícímu návrhu výztuže železobetonových konstrukcí. Výpočetní algoritmus je schopen zohlednit nehomogenní podstatu železobetonu zavedením rozdílných materiálových vlastností ocelové výztuže a betonu do výpočtu. To je nezbytný předpoklad pro návrh efektivního výpočetního modelu. Pouze tak se lze přiblížit ke skutečnému chování železobetonu jako kompozitního materiálu a zároveň vystihnout jeho specifický přenos zatížení po vzniku trhlin. Nástrojem pro řešení dané problematiky je metoda konečných prvků, která je rozšířena o kombinatorický optimalizační algoritmus, vytvořený v prostředí programu Matlab. Značné úsilí při tvorbě optimalizačního algoritmu bylo věnováno tomu, aby byl výpočetní program schopen vystihnout specifické chování železobetonu včetně uvážení konstrukčních zásad pro praktické provedení výztuže. OBECNÁ FORMULACE PROBLÉMU

Železobeton je kompozitní materiál skládající se ze dvou základních složek – betonu a výztužné oceli. Tyto materiály mají velmi rozdílné mechanické vlastnosti, což vede k jejich odlišné odezvě při zatížení. Hlavním cílem navrhované optimalizační metody je proto zohlednění rozdílné tuhosti betonových vzpěr a ocelové výztuže v tahu v procesu sestavování náhradních příhradových modelů a následného návrhu výztuže. 60

1

Základním optimalizačním kritériem je minimalizace hmotnosti ocelové výztuže při jejím současném efektivním rozložení v návrhové oblasti konstrukce pro vylepšení mechanických vlastností betonu v tahu. Přínos metody spočívá v plném využití ocelové výztuže, zatímco některé tlačené – betonové části konstrukce nejsou plně využity. Problematikou optimalizace příhradových modelů se v minulosti zabývaly již např. práce [1] až [5]. Oproti zmíněným přístupům je hlavním cílem prezentované metody praktický návrh výztuže. POSTUP VÝPOČETNÍHO ALGORITMU

Návrhová metoda je iterativní proces, propojující základní principy příhradové analogie s kritérii topologické optimalizace. Výpočetní proces návrhu výztuže železobetonových prvků je shrnut ve vývojovém diagramu na obr. 1 (podrobný popis výpočetního algoritmu je uveden v [8]). Na začátku iteračního procesu je návrhová oblast diskretizována pomocí tzv. základní prutové soustavy (obr. 2). Základní prutový model tvoří síť uzlů, které jsou vzájemně propojeny prutovými elementy. Základní prutová soustava je generována pomocí automatického kombinatorického algoritmu. Na základě velikosti vnitřních sil z předešlého iteračního kroku je v každé iteraci přidělen všem taženým, resp. tlačeným elementům modul pružnosti oceli Es, resp. betonu Ecm a odpovídající průřezová plocha. Ve výpočtu je uvažováno, že beton působí pouze v tlaku, ocel je navrhována jen pro přenos tahových sil. Průřezová plocha výztužných ocelových prutů


❚

1/2012

❚

VĚDA A VÝZKUM 2

3

Základní prutová soustava 1 - Počet elementů = 363


Iterace 1

Iterace 32

F = -2100 k

Základní prutová soustava 2 - Počet elementů = 220

Iterace 12

Iterace 46

Iterace 26

Iterace 101

F k = -2100

Obr. 1 Vývojový diagram procesu optimalizace vyztužení železobetonových konstrukcí ❚ Fig. 1 Flowchart of the optimization process Obr. 2 Základní prutová soustava, rozměry základního rastru 8*600 x 4*600 mm, tloušťka konstrukce 240 mm, beton C30/37, ocel B500B ❚ Fig. 2 Ground truss, dimensions of a ground truss 8*600 x 4*600 mm, thickness of a structure 240 mm, concrete C30/37, steel B500B Obr. 3 Průběh optimalizačního procesu stěnového nosníku s otvorem (řešená konstrukce viz obr. 2) ❚ Fig. 3 Optimization history for a deep beam with opening, (solved structure – see fig. 2) Obr. 4 Graf přetvárné energie v průběhu optimalizačního procesu (celková přetvárná energie modelu – zeleně, celková přetvárná energie výztužné oceli – modře) ❚ Fig. 4 Total strain energy history of the model (green line) during the iterative process; total strain energy of steel reinforcement (blue line) Obr. 5 Graf součinu přetvárné energie oceli a hmotnosti použité oceli v průběhu optimalizačního procesu ❚ Fig. 5 Total strain energy history of steel reinforcement multiplied by its weight during the iterative process

(tažených elementů) je v každé iteraci navržena tak, aby byla výztuž v mezním stavu únosnosti plně využita. Aby však bylo možné předem zadat průřezovou plochu některých výztužných prutů, přičemž ostatní výztuž bude dopočítána s uvážením možné redistribuce vnitřních sil uvnitř konstrukce, je třeba stanovit skutečný stav napjatosti a tomu odpovídající přetvoření ve výztužných prutech. Vnější zatížení je uvažováno charakteristickou kombinací zatížení fk a do výpočtu byl zaveden modifikovaný stupeň bezpečnosti pro návrh ocelové výztuže, který lze jednoduše odvodit ze základní podmínky ověřování únosnosti v mezním stavu únosnosti konstrukce. Tahové síly přenášené ocelovou výztuží mohou být interpretovány jako výslednice hlavních tahových napětí, které jsou přenášeny výztužnými pruty poté, co v betonu vznikne trhlina. Je zřejmé, že efektivně umístěné tažené prutové elementy základní příhradové soustavy iterativně zvětšují svou průřezovou plochu, zatímco nevhodně orientované tažené pruty svou průřezovou plochu zmenšují. Všem tlačeným elementům je v rámci jedné iterace přiřazena stejná průřezová plocha, odpovídající ploše nejvíce namáhané betonové vzpěry. Tímto způsobem lze zohlednit rozdílný stav napjatosti uvnitř konstrukce. Jde o jisté zjednodušení odhadu velikosti průřezových ploch tlačených prvků. Vzhledem k tomu, že jsou tuhosti betonových vzpěr několikanásobně větší než ocelových tažených prutů, postačí tento zjednodušený

18

CPE modelu

16

PE oceli

14 12 10 8 6

4

10

moceli . PEoceli [kg.kJ]

Přetvárná energie [kJ]

x 10

4 2

m

oceli

.PE

oceli

8

6

4

2

0

0 10

20

30

40

50

60

70

80

90

10

100

CPE

4

1/2012

❚

model

= 9,02kJ; PE

ocel

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Iterace

Iterace = 7,73kJ, (t.j. 85,6%)

5


61

VĚDA A VÝZKUM

❚


předpoklad pro obdržení kvalitních výsledků. Limitní hodnota návrhového napětí betonu v tlaku je tímto způsobem dosažena jen v nejvíce namáhaném tlačeném elementu (styčníku), zatímco v ostatních částech návrhové oblasti není maximálně dovolená hladina napjatosti dosažena. Toto je důležitý předpoklad navržené metody. Je zřejmé, že tato podmínka představuje jisté zjednodušení. Na druhou stranu bylo zjištěno, že se lze tímto způsobem přiblížit k vystihnutí reálného chování železobetonu po vzniku trhlin, ve kterém nejsou všechny tlačené oblasti betonu stejně využity. Nejvíce namáhaný styčník může být lehce vyhledán a oblast konstrukce posouzena. Samotný návrh ploch výztuže a tlačených betonových prutů je plně v souladu s pravidly pro mezní stav únosnosti (STR) dle norem EN. Pokud se průřezová plocha taženého prutu blíží hodnotě blízké nule, je prut z návrhové oblasti odstraněn. V důsledku odebrání taženého elementu může nastat v přilehlém uzlu nerovnováha. Tlačené elementy představující betonovou část konstrukce jsou v tomto případě z návrhové oblasti odstraňovány pouze za účelem zajištění rovnováhy. Toto je jediný důvod pro odstranění tlačených betonových prvků. Betonová část konstrukce není z návrhové oblasti odstraňována samoúčelně, je modelována tak, aby odpovídajícím způsobem vystihovala rozdílný stav napjatosti v tlačených částech konstrukce. Je zřejmé, že postupné přerozdělování množství výztuže v návrhové oblasti tam, kde je výztuž lépe využita, a odebírání málo využívaných tažených prvků vede k minimalizaci přetvárné energie výpočetního modelu (minimalizaci poddajnosti – maximalizaci tuhosti) při současné minimalizaci množství použité oceli. Iterační proces je ukončen, pokud je změna rozložení ocelové výztuže uvnitř návrhové oblasti zanedbatelná. Tj. množství výztuže v jednotlivých prutech se neliší od množství a uspořádání výztuže v předešlém iteračním kroku. Průběh optimalizačního procesu postupného přerozdělování množství výztuže uvnitř návrhové oblasti je patný z obr. 3 až 5. OPTIMALIZAČNÍ PROCES, JEHO VLASTNOSTI A MOŽNOSTI VYUŽITÍ

Ve stavební praxi je z praktických důvodů upřednostňováno použití ortogonálního směru uložení výztužných prutů. Do optimalizační metody návrhu výztuže byl proto implementován algoritmus, pomocí něhož lze navrhnout příhradové modely s předem preferovaným směrem tažených prutů [1] (obr. 6 a 7). Další možností optimalizační metody pro automatický návrh výztuže je volba ortogonální orientace tažených prutů, které mohou být doplněny o individuální výztužné pruty orientované jiným než svislým a vodorovným směrem. Průřezo6

vé plochy jednotlivých prutů jsou poté dopočítány automaticky vzhledem k jejich preferované orientaci a s uvážením jejich skutečné tuhosti. Výztuž železobetonových konstrukcí lze rozdělit podle důležitosti a způsobu využití na hlavní nosnou a konstrukční výztuž. Primární funkcí hlavní nosné výztuže je přenos tahových sil po vzniku trhlin v betonu. Tím, že v betonu vznikne trhlina, se výztuž aktivuje. Výztuž přebírá uvolněné tahové síly, které byl schopen před vznikem trhlin přenášet neporušený beton. Konstrukční výztuž je do železobetonové konstrukce navrhována pro zachycení napětí vyvolaných objemovými změnami v betonu (vysychání, smršťování betonu, teplotní objemové změny), v případě poruchových oblastí rovněž pro zajištění dostatečné míry duktility konstrukce. Především pro tvarově komplikované konstrukce a D-oblasti, kde není předem „stoprocentně“ zřejmý způsob přenosu vnitřních sil, je vhodné navrhnout dostatečné množství konstrukční výztuže. (Tam, kde není stanoveno přesněji výpočtem, se konstrukční výztuž navrhuje minimálně jako 0,3% stupeň vyztužení pro oba ortogonální směry). V tomto případě má mimo jiné konstrukční výztuž za úkol zachycovat příčné tahové síly, které vznikají v koncentrovaných betonových vzpěrách po vzniku podélných tahových trhlin. Provedením minimálního stupně vyztužení lze zabezpečit minimální požadovanou duktilitu konstrukce. To znamená, že je možné konstrukční výztuž využít jako dodatečnou rezervu pro zajištění únosnosti při nepředvídané redistribuci vnitřních sil uvnitř konstrukce. V klasické metodě příhradové analogie není přítomnost konstrukční výztuže při návrhu náhradního příhradového modelu vůbec uvažována. Potřeba konstrukční výztuže je brána v potaz jen pro zachycení příčných tahových sil v koncentrované vzpěře, to se však neprojeví do celkové únosnosti příhradového modelu. Je však zřejmé, že se přítomnost konstrukční výztuže projevuje příznivým způsobem do celkové únosnosti konstrukce. Ať už je navržena konstrukční výztuž z jakéhokoliv důvodu, je v běžné konstrukci přítomna. Konstrukční výztuž je rovnoměrně rozmístěna po celé oblasti konstrukce. Tam, kde vzniknou v konstrukci trhliny překročením tahových napětí v betonu, ať už v důsledku objemových změn, nebo přítomností tahových napětí od vnějšího zatížení, je konstrukční výztuž schopná zachycovat tahové síly, a tím vylepšit mechanické vlastnosti betonu. Vnitřní síly se mohou roznášet větším objemem konstrukce, a tím tak může dojít k odlehčení nejvíce namáhaných oblastí konstrukce. Tento fakt se stal dalším cílem vystižení reálného chování železobetonové konstrukce pomocí navržené optimalizační metody. Do optimalizačního algoritmu byla přidána podmínka pro generování náhradních příhradových modelů s uvážením vlivu přítomnosti konstrukč7 Fd = −2100

Fd = −2100 −787.5

−3 83 .3

−3 −3 26 −37 24 .2 6. .4 7 −229.4

−21.8

−1 78 .2 271

−3 72 .9 263.7

487.2 220.9

−4 24 .7 300.3

300.3

600.6

−75

−4 24 .7

−4 24 .7 300.3

300.3

−36.6 −787.5

−46.1

39 .1 29 .7

12 7. 2

−5 −4 03 −42 24 .8 4. .7 7

263.7

.8 24

−853.5

0 −2 −5 6.8 93 .6 −2 62 .7 −98.8

−99.4

−877.5

−1 64

−116

−1 39 .7

222.1

−3 48 −50 .9 0. 2 −1 4

−185.7

225.3

43.5

1.3 −13

19.8

37

266.3

525.6

−4 8.6

260.2

.1 81 −7

−485.3

672.4

.4 81 −6

−787.5

401.3

.3 35 −1

5

3. −2

829.9

−1198

8 4.3 8.2 307. −24 −32 −

300.3

1 6 0. 3 3. .6 02. 23 −4 −−111 −

75 −3

7 4. −3

861.4

5

9.4

1041.3

5. −2

5 −4

.2 27 −1

942.5

−416.1

5 4. 05 −1

.2 95 −3

7 9. 13

7 2. 26

62

571

14

.3 99 −1

2 0. 50

8 −2

−19.8

−3 3.2

0.5

4 3. 61

14

−197.6

4.7 −15

6.5

104

116

185.7

−3

−7

−143.7

.5 36 −8

0.6 −0.1 −71

263.7

−1069.4

.9 72 −3

18 9. 3

−1069.3

4 16

−133.8

232

.8 38 −1

98.1

98.1

900.9


❚

1/2012

❚

VĚDA A VÝZKUM 8


9

F = −2100

F = −2100

d

−1 6. 5 11.7

92.9

−22.8

71.3

109.7

−167.9

54.5 137.3

30

−477 82.8

126

−3 25 .2

−3 25 .2 230

−9 9. 2

70.1

−787.5

− −2 − 71. 5542.2 38.6 4 .1

53.2

−8 4. 1 107.9

−426.2

−27.7 −184.1

−3 50

−758

−1 42 .5

100.8

−2 16

−2 16

152.7

−3 79. −47 7 8. 8 48.4

191.5

−1 4. 3 10.1

30.4 91.2 52.5

54.1 133.4

0

73.7

48.4

−6 −5 −1 25. −29 2.5 79 3 4. .2 6 79.3 −47.4 −725.4

−3 04 .9

133.2

−3 07 .2

52.5

818.2

.1 7 1. .7 275.4 259 − −−864 −

872.7

.5

−3 07 .2 217.3

51.7

−42

−4 66 .4 329.8

.3

75.6

.7

1010.1

111.9

.8 62 −3

21

9 −5

780.1

120.3

−58

−33.2 8 66. −2

64.3 −6 2.1

.7 39 −4

20

143

.8 68 −2

196.8

−1 29

41 −3

−787.5

302.6

1 7. −7

Náhradní příhradové modely jsou podle klasické metody příhradové analogie navrhovány dle zásad mezního stavu únosnosti. Vnitřní síly příhradového modelu jsou počítány pro návrhové hodnoty zatížení a rozměry jednotlivých prutů jsou navrhovány s uvážením návrhových hodnot pevností materiálu. V zásadě stejný princip návrhu rozměrů jednotlivých prutů a jejich následné posouzení je použit i v optimalizační metodě prezentované v této práci. Pro výpočet vnitřních sil v n-krát staticky neurčité příhradové konstrukci je však třeba uvažovat skutečné tuhosti jednotlivých prutů a tomu odpovídající reálné přetvoření. Kvůli možnosti stanovení skutečného pře-

267

32.4

775.7

N ÁV R H V Ý Z T U Ž E , P O S O U Z E N Í K O N S T R U K C E

❚

201.8

11.7

−21.2

.4

108.8

ní výztuže. Konstrukční výztuž je definována ve vodorovném a svislém směru pomocí předepsané minimální plochy (obr. 8). Příhradový model konstrukce s konstrukční výztuží je tužší, přidaná výztuž je schopna přenést určitý podíl tahových sil. Vyztužení vylepšuje mechanické vlastnosti železobetonu v tahu, v důsledku čehož je možné k přenosu sil využít větší část konstrukce. Výsledkem je přerozdělení vnitřních sil v konstrukci. Některá místa jsou odlehčena. Velikosti tahových sil v hlavní nosné výztuži jsou menší, což povede k návrhu menších průřezových ploch hlavní výztuže, a tím k úspoře materiálu. Výpočet se více přibližuje vystihnutí reálného přenosu sil uvnitř konstrukce. V místech, kde je výztuž obzvláště přínosná pro vylepšení přetvárných vlastností konstrukce, je vhodné ortogonální síť doplnit z praktických důvodů individuální šikmou výztuží, což bylo při sestavování algoritmu rovněž zohledněno (obr. 9). Průřezové plochy jednotlivých prutů jsou dopočítány automaticky vzhledem k jejich preferované orientaci a s uvážením jejich skutečné tuhosti. V některých případech návrhu může být z důvodu proveditelnosti výztuže (např. bezpečný způsob zakotvení výztuže) žádoucí, aby bylo množství výztuže v daném místě omezeno předepsanou plochou. Pro tento praktický případ byl navržen algoritmus, pomocí něhož je možné na základě předepsané plochy výztuže předem určit maximální velikost síly, kterou je schopen výztužný prut přenést. V tomto případě je nutné řešit konstrukci pro charakteristickou kombinaci zatížení a charakteristické materiálové vlastnosti. Výpočetní algoritmus je tedy schopen zohlednit skutečné přetvoření výztuže, která se po dosažení přetvoření na mezi kluzu začíná plasticky protahovat. Průřezová plocha ostatní výztuže je dopočítána automaticky na základě redistribuce vnitřních sil pro zachování rovnováhy v dané oblasti a splnění podmínky předepsané hladiny napjatosti ve výztuži definované pomocí modifikovaného stupně bezpečnosti.

1/2012

−

.2 94 −1

801.9

79.7

−1123.2

55.5

3 3. −5

856

49.1

7 4. 39

.7 88 −1

989.5

77.2

.6 84 −3

772.2

5 6. −7

329.8

23.1

82 −5

−946.8

59.4

56.7

4 .8 3. 2 .4 512 .9 260. 24 −051 − −−7 −

−29.6 7 51. −2

112.4

.7 −58

187.7

109.5

18 −4

517.5

93.1 −6 8.2 8.6 −8 .1 95 −2

236.2

225.1

.3 53 −2

227.5

668.3

−1 66 .9

38.7

− 77

397.5

−9 4. 9

−

191.5

10.1

.9 36 −7

.6 134

10.1

6 1. 44

332.2

−39

.8 70 −2

275.8

−1065.3

.4 −52

48.4 −6 −3 48. −32 21 5 1. .7 7 102.4 329.8

−412.5

.4 83 −7

−2 48 .2 175.5

72 7 4 66. −232.3 242. −4 −

50 −3

247.5

247.5

49.3

d

792

Obr. 6 Příhradový model pro návrh výztuže stěnového nosníku s otvorem (řešená konstrukce viz obr. 3) – použití algoritmu pro generování výztuže ve sklonu 45 a 90° ❚ Fig. 6 Optimal strut-andtie model for reinforcement design (solved structure – see fig. 3) – prescribed reinforcement directions of 0, 45, 90 degrees Obr. 7 Příhradový model pro návrh výztuže stěnového nosníku s otvorem (řešená konstrukce viz obr. 3) – použití algoritmu pro generování výztuže pouze v ortogonálním směru ❚ Fig. 7 Optimal strut-and-tie model for reinforcement (solved structure – see fig. 3) – prescribed only orthogonal reinforcement layout Obr. 8 Příhradový model pro návrh výztuže stěnového nosníku s otvorem (řešená konstrukce viz obr. 3) – ortogonální směr vyztužení včetně uvážení přítomnosti konstrukční výztuže (min. st. vyztužení 0,3 %) ❚ Fig. 8 Optimal strut-and-tie model for reinforcement design (solved structure – see fig. 3) – prescribed orthogonal reinforcement layout with the reinforcement required by detailing provisions Obr. 9 Příhradový model pro návrh výztuže stěnového nosníku s otvorem (řešená konstrukce viz obr. 3) – ortogonální směr vyztužení včetně uvážení přítomnosti konstrukční výztuže (min. st. vyztužení 0,3 %) + dva šikmé výztužné pruty (libovolná plocha) ❚ Fig. 9 Optimal strut-and-tie model for reinforcement design (solved structure – see fig. 3) – prescribed orthogonal reinforcement layout with the reinforcement required by detailing provisions + two inclined reinforcement bars

tvoření v některých předem zadaných prutech příhradového modelu (jejichž plocha je předem známa – omezena) je nutné počítat vnitřní síly pro charakteristickou kombinaci zatížení. Pro návrh rozměrů prutů příhradového modelu v průběhu optimalizace jsou proto použity modifikované součinitele bezpečnosti tak, aby byla hladina bezpečnosti návrhu stejná jako v mezním stavu únosnosti. V případě, že je v daném taženém prutu dosaženo přetvoření na mezi kluzu, je dosažena jeho maximální únosnost, prut se poté začne plasticky protahovat. Ve výpočtu vnitřních sil musí být tento fakt zohledněn, prut již nemůže přebírat více tahových sil. Vyhledáním nejvíce namáhaných styčníků lze posoudit kritická místa konstrukce v tlaku. S ohledem na geometrii konstrukce a typ styčníku (CCC, CCT, CTT) lze ověřit hodnoty tlakových napětí a eventuelně upravit rozměry konstrukce tak, aby nebyly ve styčnících překročeny limitní hodnoty návrhových napětí v tlaku. Pokud jsou vzpěry patřičně vyztuženy ortogonální výztuží pro zachycení příčných tahových sil, nemusí být v tlačených prutech ověřována návrhová napětí [6]. Navržený program umí vyhledat nejvíce namáhané styčníky, pro které je třeba „ručním způsobem“ sestrojit geometrii uzlové oblasti a oblast posoudit. Optimální příhradové modely mohou být použity pro návrh efektivního vyztužení. Pro návrh výztuže pomocí navrženého algoritmu je vhodné použít jemnější dělení sítě základní prutové soustavy. Na obr. 10 je uveden detailní návrh náhradního příhradového modelu stěnového nosníku. Pro tažené pru-


63

❚


311

311

311

267

243

411

371 1737

2108

2164

2122

1931

1768

1653

1551

1481

F = −1500

393

1.7

1.9

0.7

−0.6

1.2

1.6

0.5

−1

−2.6

−3.9

−5.1

0.1

−1.4

−3

−4.4

−5.5

−2.2

−3.6

−4.7

−5.6

−5.9

k

−6.1

0.1

−1.8

−5

251

186

311

−6.3

9

10

−6.1

−5.1

−4

−2.8

−6

−5.4

−4.2

10

0.3

0.8

1.5

−3

−1.9

−0.9

0.1

118

−0.2

0.6

1.2

−7

−6.5

−6

−3.1

−1.9

−7.4

−6.7

−6

−3.3

−2

−0.9

−2

−0.9

17

40 176

311

−7.6

−6.9

−6.2

−5.5

−7.6

−7.1

−6.4

−5.6

−4.4

261

6

254

−0.1

−0.1

−1.2

−2.5

−0.1

−0.2

−0.2

−1.5

−2.9

−4.4

−5.8

−7

−7.4

−6.6

−5.8

−4.8

0

−0.3

−0.6

−1.8

−3.2

−4.8

−6.2

−7.2

−7.6

−7

−6.1

−5

−4

−5.4

−6.6

−3.5

−0.9

0

−1.2

0

10

209 159

113

142

0.8

−0.2

170

215

20

60

173

62

143

299

161

151

76

1.5

8

1

85

176

132 137

−6

−0.9

65

134

57

17

186

129

13

269 113

182

196

58 236

237 145

1325

(2 prof 10 , základní rastr á 200 mm)

311

311

311

311

ty příhradového modelu je navržena plocha betonářské výztuže odpovídající požadované únosnosti táhla. Navržená výztuž musí být řádně zakotvena za hranicí uzlu. Navržený program obsahuje funkci pro vykreslení schématu vyztužení, kde je u každého výztužného prutu uvedena potřebná plocha výztuže (obr. 11). Na obr. 12 je zobrazeno napětí ve výztužných prutech. Funkčnost metody byla ověřena porovnáním průhybů a napěťových toků s výsledky získanými nelineární analýzou metodou konečných prvků v programu ATENA 2D (obr. 13 až 15). Podrobnější pojednání o deformovatelnosti příhradových modelů a jejich chování v provozním stavu bude uvedeno v některém z příštích čísel tohoto časopisu. Optimalizační metodu je možné použít pro návrh efektivních náhradních příhradových modelů a tomu odpovídající návrh výztuže libovolných poruchových oblastí (obr. 16 až 19).

−2.7

−3.9

14

0

-6.433E-03 -5.850E-03 -5.200E-03 -4.550E-03 -3.900E-03 -3.250E-03 -2.600E-03 -1.950E-03 -1.300E-03 -6.500E-04 0.000E+00 6.500E-04 1.021E-03

Y

311

295

148

257 311

26

240

214

133 311

311

311

280

311

260

154

262

311

301

181

56 90

8 47

70

75

311 235

311

5 44

311

244

380

−41.9

250

82 181

230

129

114

158

197

311

180

112

160

127

311

122

176

230

157

288

199

164

167

9 25

311

195

155

306 416

−2 .6

−2.2 −5.3 4.7 47.2

37.5

35.4

35.7

306

9

311

5

200

311

4 49

94

6

34

150

311

108 112

196

196

172

180 311

311

419

82

311

113

310

217 311

213

221

311

238 311

130

632

274

37.9

460.1

481.5

16

147

157

117 311

251

289

146

280

265

311

247

117

166 181

345

347

2.1

.5

−2 .4 2.2 −2

19.3

0.2

20

15.3

31.6

9.5

14.2

26.7

13.3

4 14.6 30.5

50.5

46.1

42.5 59.2

26.5

2.3

−3 .3

19.4

−4.4−1 14 .1

26.5

40.6

83 67.8

55.6

−1 6 35 3.1

−3 − 1 9.1 9 2. 2

8. 8 55.7

80 .6 115.3

−8 5. 7 60.6

−7 −1

−1 96 .8 127.7

−8 7. 3 61.7 −5 8. 6 42.6

−1 −18 −1 6.33. 46 .2 26.5 31.4 −9 9 6.7 −1 39 .3 26.9 31.1

−13.1 37.8

75.5

−7 8. 2 55.3 −8 1. 1 41.4

617

13

Fk = −1500

235

2 32

311

311

1021

1097

3.9

−4 −5 2. 5. 7 26.7 37 34.5 −4 4 9.3 − 9 9 −3 −2 09 .5 5.3 −39 −119.5 −347.5 −347.5

73.2

−7 3 107.2 .6

51.1

−9 7 75.6

−1 07 52.1

56.1

−9 6. 2 94.9

−8 2. 3 58.2

68

39.1

−6 5 122 .8

13.1

795

2 40

1

311

930

2 40

70.5

628

1.3

2

311

686

347

As,min = 235.6mm

12

338

40.1

59.9

.7

4

513.4 5.

5

549.1

−3

16.5

27.7

9.9 4.8 −24.6 −12 −239 . .6 49 −80 −3

61.5

0.

1.

8

599.6

2.4

41.5

−2 3 9.6 −1

41.5

−5

3.

658.9

1.8

43.8

50.6

49.3

2.7 −1 5 2.

61.3

129.1

−2 30 62.5 38.6 −8 .3 3.8 −2 − 2 51 6 .8 4 .2 46.9 −22.2

−2 69 .2 54.2 −4 −8 0. 3 5

−2

672.1

654.6

−7

539.3

−8

3

.8

3.

411.6

8

85.1

77.7

2 2. 19

−562.5 −579.6 −241.1 −171.3 118

40.7

33.4

366

2 40

33.7

410

2 40

32.3

0.

65.9

36.2

.3 −16.5 −4

−2

−1

347

2 40

37.2

13.7 −77.8 3.1 17.8 .5 2.4 −36 −15 −4 2.8 0.8 7 63.5 42.9 43.9 −34.3

69.4

−2

70.9

.7

21.1

130

.4 11 9.7 − 1 −2

−7

17.7

191.7

−3.1

8 8. 17

247

56.5

30.3

1.4

.7 .7 −32 −17 .51.5 8.4 8.8 −2 −7 −26 7 . 2.9 0 .11 −5 −3 −18 9 .2 0. 5873 −2 .−7 07 2494 8.9 −1 −.61 −2 88

107.7

30

1 2. −2

39.4

46.5

195.1

1 .2 − 17 1.3 − 2 −5

28.7

2 −2

46

36.4

54.1

2 4. 10

22.1

8 8. 19

.7

55.4

43 62.9 − 4 −1

7.7

−24

113.5

7 9. 12

−4

.5 .8 85 −43 −1

4

42.6

11

Fk = −1500

3.7 −28.7 −376.4 −557.4 −722.9 −776.3 −15.5 .7 6.8 .4 .9 .5 −818 −41 −37 −39 −98 −59 −67 −62 −7 −16 −6 8.8 .7 .9 .1 . 01 0167.5 7.4 1 1 4 1 66 46.2 1.1 34.4 27.6 30.6 50.1 42.5 46.2 25.5 8 − − − −6 8.8 7.8 −23 −9 −4 −4 2. .9 .8 4 340.8 −51.9 37 105 213.1 288.7 317.1 196.3 72 42.7 6.2 −4 3. 2 −1 −30 .8 27 59.2 27.6

127.3

107.8 . 52 −1

107.8

10

2.3

VĚDA A VÝZKUM

X

15

Fk = −1500

Pro správný návrh a posouzení konstrukce je nejdůležitějším krokem výpočtu použití vhodného výpočetního modelu, který je schopen vystihnout skutečné chování a přenos sil uvnitř konstrukce. Nejinak tomu je i v případě klasické metody příhradové analogie, která se běžně používá pro řešení poruchových oblastí železobetonových konstrukcí. Navržený výpočetní postup je schopen zohlednit nehomogenní podstatu železobetonu zavedením rozdílných materiálových vlastností ocelové výztuže a betonu do procesu sestavování náhradních příhradových modelů. Během optimalizačního procesu je přerozdělováno množství výztužné oceli uvnitř návrhové oblasti tak, aby byla výztuž plně využita, zatímco objem betonu zůstává stejný, což vede k minimalizaci celkové přetvárné energie výsledného modelu. Výsledkem optimalizačního procesu je návrh minimálního množství ocelové výztuže, což vede k úsporám materiálu a návrhu efektivních konstrukcí. 64

Y

Z ÁV Ě R

X


❚

1/2012

VĚDA A VÝZKUM F = −1575 d

❚


F = −1575 d

Fd = 600

2102

1969

−1005.2

921 2011

250

35 3. 6

−13 1.8

−1 73 .6

0.6

−250

1010 764

750

−9

1.1

81.1 81.1

−750

81.1

41.7

2.3

.5 35 −3

709.5

1.1

.1 −229

1017

−125 −125

41.7

−125 −2 .5

−700

734

52 8

1215

653

F = 600 d

A

s,min

16

= 628.3mm2

(2 prof 10 á 200 mm)

17

18

Literatura: [1] Ali M. A., White R. N.: Automatic Generation of truss Model for Optimal Design of Reinforced Concrete Structures. ACI Structural Journal, V. 98, No. 4, July-August 2001, pp. 431–442 [2] Liang Q. Q., Xie Y. M., Steven G. P.: Topology Optimization of Strut-and-Tie Models in Reinforced Concrete Structures Using an Evolutionary Procedure. ACI Structural Journal, V. 97, No. 2, Mar.-Apr. 2000, pp. 322–330 [3] Liang Q. Q.: Performance-based Optimization of Structures: Theory and Applications, Spon Press, London and New York, 2005, 260 p. [4] Kwak H. G., Noh S. H.: Determination of Strut-and-Tie Models Using Evolutionary Structural Optimization, Engineering Structures, V. 28, 2006, pp. 1440–1449 [5] Kim H., Baker G.: Topology Optimisation of Reinforced Concrete Structures, In Proc. of the 1st Asian – Pacific Congress on Computational Mechanics, 2001, Sydney, Australia [6] CEB-FIP, CEB-FIP Model Code 1990, Thomas Telford, 1993 [7] Reineck K. H., et al.: Examples for the Design of Structural Concrete with Strut-and-Tie Models, ACI, 2002 [8] Semrád K.: Optimalizační metoda pro automatický návrh výztuže železobetonových prvků, Disertační práce, srpen 2011, FSv ČVUT Praha [9] Semrád K., Štefan R.: Automatic Generation of Reinforcement Layout of Structural Concrete, In Design of Concrete Structures and Bridges using Eurocodes. K. Gajdošová (Ed.). Bratislava: Slovak University of Technology in Bratislava, September 2011, pp. 181-188, ISBN 978-80-8076-094-6

Tento příspěvek byl vypracován za podpory poskytnuté v rámci Studentské grantové soutěže ČVUT, grantu číslo SGS11/023/OHK1/1T/11.

Ing. Karel Semrád, Ph.D. e-mail: [email protected] Ing. Radek Štefan e-mail: [email protected] oba: Katedra betonových a zděných konstrukcí Fakulta stavební ČVUT v Praze

19

Obr. 10 Příhradový model pro návrh výztuže stěnového nosníku s otvorem – ortogonální směr vyztužení + dva šikmé výztužné pruty (2 ø16), konstrukční výztuž (2 ø 10 á 200 mm), rozměry základního rastru 16*300 x 8*300 mm, tloušťka konstrukce 240 mm, beton C30/37, ocel B500B ❚ Fig. 10 Optimal strut-and-tie model for reinforcement design – orthogonal reinforcement layout with the reinforcement required by detailing provisions (2 ø 10/200 mm) + two prescribed inclined reinforcement bars (2ø16), dimensions of a ground truss 16*300 x 8*300 mm, thickness of a structure 240 mm, concrete C30/37, steel B500B Obr. 11 Schéma vyztužení [mm2] konstrukce řešené v obr. 10 ❚ Fig. 11 Reinforcement layout scheme [mm2] of a structure solved in fig. 10 Obr. 12 Napětí ve výztuži [MPa] konstrukce řešené v obr. 10 ❚ Fig. 12 Stress in reinforcement bars [MPa] of a structure solved in fig. 10 Obr. 13 Svislý posun [mm] konstrukce řešené v obr. 10 ❚ Fig. 13 Vertical deflection [mm] of a structure solved in fig. 10 Obr. 14 Svislý posun [m] konstrukce řešené v obr. 10 – nelineární analýza konstrukce v programu ATENA 2D ❚ Fig. 14 Vertical deflection [m] of a structure solved in fig. 10 – a non-linear finite element analysis in ATENA 2D Obr. 15 Porovnání toku vnitřních sil s nelineární analýzou v programu ATENA 2D, konstrukce řešená v obr. 10 ❚ Fig. 15 Internal forces verification with the non-linear analysis in ATENA 2D, structure solved in fig. 10 Obr. 16 Náhradní příhradový model stěny s dvěma otvory [7], rozměry základního rastru 15*800 x 7*800 mm, tloušťka konstrukce 400 mm, beton C30/37, ocel B500B ❚ Fig. 16 Optimal strut-and-tie model of a wall with two openings, dimensions of a ground truss 15*800 x 7*800 mm, thickness of a structure 400 mm, concrete C30/37, steel B500B Obr. 17 Schéma vyztužení [mm2] konstrukce řešené v obr. 16 ❚ Fig. 17 Reinforcement layout schneme [mm2] of a structure solved in fig. 16 Obr. 18 Náhradní příhradový model sloupu s konzolou, rozměry základního rastru 15*150 x 6*150 mm, tloušťka konstrukce 300 mm, beton C30/37, ocel B500B ❚ Fig. 18 Optimal strut-and-tie model of a column with a corbel, dimensions of a ground truss 15*150 x 6*150 mm, thickness of a structure 300 mm, concrete C30/37, steel B500B Obr. 19 Náhradní příhradový model rámového styčníku, rozměry základního rastru 8*150 x 8*150 mm, tloušťka konstrukce 400 mm, beton C30/37, ocel B500B ❚ Fig. 19 Optimal strut-and-tie model of a conner connection, dimensions of a ground truss 8*150 x 8*150 mm, thickness of a structure 400 mm, concrete C30/37, steel B500B

Thákurova 7, 166 29 Praha 6 tel.: 224 354 633 Text článku byl posouzen odborným lektorem.

1/2012

❚


250

−125

.5 279

65

−250

VĚDA A VÝZKUM

❚


SROVNÁVACÍ MĚŘENÍ VLHKOSTI STAVEBNÍCH MATERIÁLŮ COMPARATIVE MEASUREMENTS OF BUILDING MATERIAL HUMIDITY Leonard Hobst, Lucie Vodová Znalost obsahu vody ve stavebním materiálu (vlhkost) je velmi důležitá. Vlhkost ovlivňuje fyzikálně mechanické, elektrické a jiné vlastnosti materiálu. Článek se zabývá problematikou zjišťování vlhkosti v betonu. Bylo odzkoušeno měření vlhkosti na betonových vzorcích šesti různými metodami, resp. přístroji. Cílem bylo porovnat jednotlivé metody a výsledky měření s měřením gravimetrickou meto-

vých minerálů, jednak vlhkost migruje ze středu tělesa k povrchu. Důvodem je rozdíl v tlaku vodní páry v pórech betonu a tlaku vodní páry ve vzduchu. Rychlost vysýchání závisí na podmínkách okolního prostředí. Pro přesnou znalost obsahu volné vody v betonu se využívají různé metody, a to jak destruktivní, tak nedestruktivní. Nejdůležitější z nich jsou popsány v následující stati.

dou, která sloužila jako základní srovnávací měření. ❚ Information about water content (humidity) in building material is very important. Humidity affects physical-mechanical, electrical and other properties of material. This paper concerns

with

humidity

determination

in

M E T O D Y Z J I Š Ť O VÁ N Í V L H K O S T I BETONU

Metody pro zjišťování vlhkosti betonu lze rozdělit do dvou hlavních skupin: destruktivní a nedestruktivní.

concrete. Humidity measurement was tested using six different methods or instruments, resp. The objective was to compare individual methods and their results with the gravimetric method which was used as the standard.

Vlhkost je jedním z nejvýznamnějších parametrů stavebních materiálů. Zvýšená vlhkost může negativně ovlivnit některé důležité vlastnosti staviv, např. tepelnou vodivost, mrazuvzdornost aj. Důležitá je znalost vlhkosti i při tzv. suchých postupech, kdy na povrch staviv (nejčastěji betonu) je aplikován nepropustný nátěr, který se v případě vlhkého podkladu trhá, na nátěru se objevují bubliny a může dojít k jeho odlupování. V současnosti je nejpoužívanějším stavebním materiálem beton, u kterého je znalost vlhkosti velmi důležitá. Zdrojem vlhkosti v betonu je záměsová voda, které je však pro hydrataci slínkových minerálů zapotřebí pouze cca 25 % (z hmotnosti cementu). Zbytek záměsové vody je však nutné dodat kvůli dobré zpracovatelnosti betonové směsi. Přechodem cementového tmele ze suspenze do tuhého skupenství se vytváří pórová struktura. Tyto póry jsou vyplněny vodou. Část vody je využita pro další hydrataci, část vody se uvolní tzv. krvácením (bleeding) a část se vypaří. Asi 13 % nevypařitelné vody je vázano v gelové pórovitosti. Aby nedocházelo k tvorbě smršťovacích trhlin v průběhu tuhnutí betonu, je potřeba jej ošetřovat. Zráním betonu dochází k vysychání resp. snižování vlhkosti betonu. Jednak stále probíhá hydratace slínko66

Destruktivní metody Destruktivní metody (gravimetrická a karbidová metoda) jsou velice přesné, nevýhodou je jejich pracnost a nutnost porušení konstrukce. Gravimetrická metoda je základní zkušební metoda zjišťující obsah vlhkosti v materiálu w a slouží pro kalibraci jiných např. nedestruktivních metod. Z materiálu se odebere vzorek, který se zváží (m w), následuje vysušení do konstantní hmotnosti při 105 °C a opětovné zvážení (ms). Obsah vody v materiálu je tedy dán vztahem: w"

mw ms ms

100 [%]

V tomto experimentu posloužily výsledky gravimetrické metody jako základ pro ostatní měření. Karbidová metoda (CM metoda) je založena na principu rozkladu karbidu vápenatého za přítomnosti vody. Při této reakci se uvolňuje plyn acetylén, který v uzavřené zkušební ocelové lahvi způsobí zvýšení tlaku. Rovnice rozkladu: CaC2 + 2H2O → Ca(OH)2 + HC ≡ CH Ze změřeného tlaku a množství odváženého zkušebního vzorku je možné odečíst z tabulky, nebo přímo na manometru, obsah vody [%]. Nedestruktivní metody Nedestruktivní metody jsou založeny na principu měření fyzikálních veličin, které mají přímou souvislost s obsahem vody v materiálu.

❚

Jednou skupinou jsou vlhkoměry založené na měření elektrických veličin – elektrického odporu nebo elektrické kapacity. Odporové vlhkoměry pracují na principu změny vodivosti, resp. změny měrného odporu, která je zapříčiněna obsahem vlhkosti. Odpor suchého betonu se pohybuje okolo hodnoty 1010 Ωm, zatímco měrný odpor vlhkého betonu klesá k hodnotám okolo 10-4 Ωm. Odporové vlhkoměry jsou nejčastěji opatřeny hroty, které se mírným tlakem zapíchnou do měřeného materiálu. Měření je snadné a tyto vlhkoměry jsou často používány. Vlhkoměry musí být před měřením zkalibrovány pro daný materiál a dané rozpětí vlhkosti. Při vysokém obsahu vody se vyskytují časté chyby měření a stejně v případě, kdy je beton příliš suchý. Měření je také ovlivňováno přítomností ve vodě rozpuštěných minerálů. Kapacitní vlhkoměr využívá poznatku, že voda v kapilárně porézním prostředí výrazně ovlivňuje permitivitu tohoto prostředí. Tvoří-li prostředí dielektrikum kondenzátoru, bude se se změnou vlhkosti prostředí měnit i kapacita kondenzátoru, která je měřena. Relativní permitivita vody ε = 81,6, zatímco u stavebních materiálů se pohybuje v rozmezí 2 až 6. Permitivita je ovlivněna schopností molekul orientovat se v elektrickém poli. Tato schopnost je velká pro vodu v plynném nebo kapalném skupenství, ale je podstatně nižší pro vodu vázanou. Z tohoto důvodu je možné rozlišit mezi vodou volnou a vázanou. Chyby měření se vyskytují při nízkém obsahu vlhkosti. Mikrovlnné metody – měření vlhkosti je založeno na šíření elektromagnetických vln v materiálu mezi dvěma sondami. Voda v materiálu absorbuje část energie, a proto obsah vlhkosti je vypočítán na základě ztráty energie při průchodu materiálem. Nepřesnosti měření se vyskytují při obsahu vlhkosti do 3 %, protože dochází ke změnám vazebních struktur molekul vody. Velikost útlumu elektromagnetické energie je také ovlivněna velikostí a rozmístěním kameniva [5]. Radiometrické metody jsou založeny na moderaci rychlých neutronů. Rychlé neutrony jsou brzděny nára-


❚

1/2012

VĚDA A VÝZKUM

zem do jader atomů s nízkou atomovou hmotností (vodík). Jelikož zdrojem vodíku v běžných anorganických materiálech je voda, lze právě touto metodou měřit její obsah. Nejčastěji používaným zdrojem záření je směsný zářič Am + Be. Výhodou této metody je její přesnost a jednoznačné výsledky při měření a minimální vliv přítomnosti solí na výsledky měření. Výsledky však mohou být ovlivněny přítomností materiálů s vázanou vodou. Test chloridu vápenatého – v USA je obvykle používána metoda, při které není zjišťován přímo obsah vlhkosti, ale měří se množství vody, které se odpaří za dané časové období. Na základě této hodnoty lze usoudit, zda je beton dostatečně suchý pro následné aplikace povrchových úprav. Jedná se o tzv. test chloridu vápenatého podle ASTM F 1869, „Standard Test Method for Measuring Moisture Vapor Emission Rate of Concrete Subfloor Using Anhydrous Calcium Chloride“. Metodu lze použít pouze u vodorovných konstrukcí. Na plochu se položí nádobka s bezvodým chloridem vápenatým. Kolem nádobky se přiloží nepropustný poklop a nechá se 60 až 72 h stát. Po uplynutí doby se chlorid vápenatý zváží. Z rozdílu hmotností před zkouškou a po zkoušce, velikosti přikryté plochy a času zkoušky se určí, zda je beton dostatečně suchý. Norma udává hodnoty 15 až 25 g/m2/24 h [2], [4]. Test relativní vlhkosti – jedná se o podobný test jako test CaCl2. Měřicí přístroj se neprodyšně připevní na povrch betonu. Po 16 h se měří relativní vlhkost vzduchu mezi betonem a měřicím zařízením. Beton je dostatečný suchý, jestliže je relativní vlhkost nižší než 70 % [3]. Kvalitativní vyhodnocení patří mezi netradiční metody zjišťování obsahu vlhkosti. Jedná se o testy, při kterých se simulují podmínky při zakrytí betonu neprodyšnou vrstvou. Pomocí těchto testů nelze měřit obsah vlhkosti v povrchových vrstvách betonu, protože měření je ovlivněno zkondenzovanou vodou (z důvodu pokrytí neprodyšnou vrstvou). Většinou je na plochu položena deska – skleněná, gumová či plastová. Při tzv. „Rubber mat test“ se beton pokryje gumovou deskou o rozměrech 500 x 500 mm na místě, které je co nejvíce vzdáleno od oken či dveří. Po 24 h se posoudí vzhled betonu, zejména zda jsou viditelná tmavší místa a zda je na desce zkondenzovaná voda. 1/2012

❚

❚

„Glass sheet“ test je založen na obdobném principu, rozměr skleněné desky je 400 x 400 mm, pouze je deska připevněna páskou. Po 24 h se opět posoudí vzhled betonu. Třetím testem je „Plastic sheet test“, kdy se 0,1 mm tenká deska o rozměrech 460 x 460 mm položí na beton. Je nutné polymerní desku opět neprodyšně připevnit páskou. Po 16 h se posuzuje vzhled [2]. E X P E R I M E N TÁ L N Í O V Ě Ř O VÁ N Í VLHKOSTI

Dostupné metody zjišťování vlhkosti byly postupně odzkoušeny na speciálně vyrobených vzorcích betonu. Jednalo se o obyčejný beton (tab. 1), ze kterého bylo vyrobeno šest zkušebních těles (kostky à 150 mm). Pro zkoušení přístrojem Troxler byl z kostek vyskládán blok 450 mm x 300 mm x 150 mm. Všechna měření probíhala v laboratořích Fakulty stavební VUT v Brně, na Ústavu stavebního zkušebnictví a Ústavu technologie stavebních hmot a dílců. Použité metody a přístroje Gravimetrie Po radiometrickém měření, při kterém bylo využito všech šest zkušebních kostek, byla jedna z kostek rozdrcena a z různých jejích částí byl odebrán vzorek o celkové hmotnosti cca 50 g. Vzorek byl rozdrcen a vysušen v laboratorní sušárně při teplotě 105 °C do konstantní hmotnosti (cca 3d). Z rozdílu hmotnosti suchého a mokrého vzorku byla vypočtena jeho vlhkost. Tato hodnota slouží jako základ pro srovnání s měřením vlhkosti ostatními metodami. CM metoda Zkušební zařízení se dodává v přepravním kufříku, který obsahuje všechny měřicí přístroje a nezbytné pomůcky (sekáček, kladivo, váhy aj.) (obr. 2). Aby došlo k dokonalému promíšení stavebního materiálu s práškem karbidu, byl zkušební vzorek rozdrcen dodaným tloukem (obr. 3) a přesypán do CM lahve. Do lahve byly přidány čtyři ocelové kuličky a opatrně vložena kalcium-karbidová ampule. Lahev se uzavřela uzávěrem s manometrem a rázným zatřesením se rozbila skleněná ampule. Krouživým pohybem se zkušební vzorek promíchal s kalcium-karbidem. Po 10 až 15 min se tlak ustálil na konečné hodnotě (obr. 4). Hodnotu vlhkosti lze odečíst přímo ze stupnice (pouze pro


SCIENCE AND RESEARCH Tab. 1 Složení betonové směsi pro výrobu zkušebních vzorků ❚ Tab. 1 Concrete mixture composition for production of individual test samples

Složka CEM II B-M (S-LL) 32,5 R, Mokrá 0 – 4 mm Žabčice 4 – 8 mm Olbramovice 8 – 16 mm Olbramovice voda

hmotnost m [kg] 300 973,1 360 546,3 210,8

Obr. 1 Testovací sada při zkoušce, zdroj: www.duraamen.com ❚ Fig. 1 Test set during testing, source: www.duraamen.com Obr. 2 Přepravní kufřík pro CM metodu Fig. 2 Transport case for CM method

❚

Obr. 3 Rozmělnění vzorku ❚ Fig. 3 Sample grinding Obr. 4 Manometr tlakové lahve ❚ Fig. 4 Pressure gauge for pressurized bottle

1

2

3

4

67

VĚDA A VÝZKUM

❚


vzorek 20 g), pro ostatní hmotnosti je vlhkost uvedena v tabulce. CM metoda zachytí jen volně existující vodu. Ve většině případů jsou vlhkosti získané gravimetrickou metodou vyšší [6]. Tato metoda je pracná, neboť zkušební vzorek musí být dobře rozmělněn. Také zde hrozí nebezpečí, protože se pracuje se zvýšeným tlakem plynu v tlakové lahvi. Kapacitní vlhkoměr PSMXI (obr. 5) je určen k nedestruktivnímu měření vlhkosti stavebních materiálů a konstrukcí v povrchových vrstvách. Vlhkost je možné měřit v objemu omezeném plochou přibližně 80 x 100 mm a hloubkou 10 až 30 mm. Hloubka proměřovaného objemu je ovlivněna jednak objemovou hmotností materiálu, jednak jeho vlhkostí. Přístroj udává střední hodnotu vlhkosti daného objemu. Nedestruktivní charakter měření je dán tím, že sonda přístroje se pouze přikládá k povrchu materiálu či konstrukce. Pro přístroj existuje kalibrační křivka pro beton, je však vhodné před každým měřením provést kalibraci vlastní [7]. Přístroj je lehký, ale hůře se s ním manipuluje při samotném měření, protože při měření je třeba přitisknout spodní plochu přístroje k povrchu a současně stisknout tlačítko na horní straně přístroje. Je nutné čekat cca 2 až 3 s, než se hodnota na displeji ustálí.

Na každém zkušebním tělese proběhlo osmnáct měření. Průměrná hodnota vlhkosti (dle dostupné kalibrační křivky) dosahovala 3,7 %. Vlhkoměr Greisinger GMK 100 (obr. 6) je přístroj pracující na kapacitním principu s přímým zobrazením vlhkosti v procentech. Pro měření postačuje pouhé přiložení k materiálu. Měření se provádí pomocí destičky na zadní straně přístroje, přepínačem je možné měnit hloubku měření 10 nebo 25 mm. Výrobce uvádí, že hodnota stavu vlhkosti je pouze orientační. Není třeba provádět kalibraci přístroje [8]. Měření probíhá snadno, stačí přístroj pouze přiložit k měřenému povrchu. Hodnota vlhkosti se zobrazí prakticky okamžitě. Na každém zkušebním vzorku bylo provedeno osmnáct měření. Hodnota vlhkosti v průměru dosahovala 7,3 %. Datalogger Almemo 2390 – 5 (obr. 7) v sadě s vlhkostním senzorem typu „FHA696MF“ je univerzální měřicí přístroj pro měření fyzikálních a chemických veličin – teploty, tlaku, vlhkosti, proudění, síly, dráhy, otáček, záření, pH, vodivosti, koncentrace plynů, elektrických veličin ap. Vysokofrekvenční elektromagnetické pole pronikající látkou přibližně do hloubky 30 mm je podstatou nedestruktivní kapacitní metody měření obsahu vlhkosti. Před mě-

Tab. 2 Výsledky měření vlhkosti jednotlivých metod ❚ Tab. 2 Results of humidity measurements in individual methods

Metoda/přístroj Výsledná vlhkost [%]

Obr. 5

Gravimetrie 7,8

Měření přístrojem PSMXI

CM 8

❚

PSMXI 3,7

Fig. 5

Měření přístrojem Almemo

Obr. 8

Měření přístrojem Troxler

5

❚ ❚

Fig. 7 Fig. 8

❚

Fig. 6

Almemo 6,8

Troxler 6,6

Greisinger GMK 100 instrument

Almemo instrument measurement Troxler instrument measurement 6

68

7

PSMXI instrument measurement

Obr. 6 Měření přístrojem Greisinger GMK 100 measurement Obr. 7

Greisinger 7,3

řením je vhodné provést kalibraci [9]. Při měření je třeba vlhkostní sondu přitisknout tlakem na měřený povrch a počkat 2 až 3 s, než se ustálí hodnota na displeji. Přístroj udává odlišné hodnoty, pokud se na povrchu vyskytují nerovnosti. Na každém vzorku bylo provedeno osmnáct měření. Přístroj měří s vysokým rozptylem až 5 %. Průměrná hodnota 6,8 %. Kombinovaná radiometrická souprava TROXLER (obr. 8) je přenosné zařízení sloužící k rychlému a přesnému stanovení vlhkosti a měrné hmotnosti. Měřicí sonda soupravy obsahuje uzavřený radionuklidový zářič 137Cs o aktivitě 0,3 GBq pro měření objemové hmotnosti a 241Am+Be o aktivitě 1,48 GBq pro měření objemové vlhkosti. Před měřením je třeba přístroj zkalibrovat na přiloženém polyethylenovém bloku [10]. Manipulace s přístrojem je obtížnější z důvodu vyšší hmotnosti. Jelikož se jedná o zdroj radioaktivity, hrozí zde riziko ozáření a je třeba dbát zvýšené opatrnosti při práci. Na vyskládaném bloku proběhlo celkem dvanáct měření. Zjištěný obsah vlhkosti byl 6,6 %. Výsledky měření jednotlivými metodami jsou souhrnně uvedeny v tab. 2.

8


❚

1/2012

AKTUALITY Literatura: [1] Černý R., Rovnaníková P.: Transport processes in concrete, 1. ed London: Spon Press, 2002, 547 p., ISBN 0-415-24264-9 [2] Moisture in Concrete and Moisture – sensitive Finishes and Coatings, www. concrete.net.au [3] Measuring and removing moisture in concrete, ITW resin technologies bulletin, www.itwresintech.com [4] How to Moisture Test Concrete Floors, www.concreteconstruction.net [5] Kääriänen H., Rudolph M., Schaurich D., Tulla K., Wiggenhause, H.: Moisture measurements in building materials with microwaves, NDT&E International 34, 2001, www.sciencedirect.com [6] Návod k použití sady pro CM metodu [7] Návod k použití kapacitního vlhkoměru PSMXI [8] Návod k použití kapacitního vlhkoměru Greisinger GMK 100 [9] Návod k použití víceúčelové sondy Almemo [10] Manuál k použití radiometrické soupravy Troxler

Z ÁV Ě R

Cílem prezentovaných experimentů bylo porovnání čtyř nedestruktivních a jedné destruktivní metody zjišťování vlhkosti s gravimetrickým měřením. Výsledky měření jednotlivými metodami se lišily podle použitého přístroje. Karbidová metoda by měla vykazovat nejvyšší shodu s výsledkem gravimetrie, což se prokázalo. Hodnoty vlhkosti zjištěné nedestruktivními metodami jsou podle očekávání nižší. Je to způsobené tím, že příložná měřidla mají omezený dosah měření. Tím, jak beton postupně vysychá, povrchové vrstvy obsahují přirozeně méně vody. Nejpřesnější měření proběhlo přístrojem Greisinger, pro který nebylo třeba vytvářet kalibrační křivku. Příspěvek vznikl v rámci řešení projektu GAČR 103/09/H085 a Výzkumného záměru MSM 021630519 Prof. Ing. Leonard Hobst, CSc. Ústav stavebního zkušebnictví tel.: 541 147 836 e-mail: [email protected] Ing. Lucie Vodová Ústav technologie stavebních hmot a dílců tel.: 541 147 463 e-mail: [email protected]

❚

TOPICAL SUBJECTS

BETONÁŘSKÉ DNY 2011 Ve dnech 23. a 24. listopadu 2011 se již tradičně v Kongresovém centru Aldis v Hradci Králové uskutečnila 18. Konference s mezinárodní účastí Betonářské dny 2011. V předvečer konference se konal společenský večer v Tereziánském dvoře, na kterém byly předány ceny vítězům vyhlášených soutěží. Titul Vynikající bakalářská práce obdržel v kategorii Budovy za práci „Konstrukční řešení stropů na větší rozpětí – historie a současnost“ Bc. Michal Hora, v kategorii Inženýrské konstrukce za práci „Návrh vý1 stavby obloukového mostu přes hluboké údolí“ Bc. Radek Hájek a v kategorii Technologie betonu Bc. Jan Veselý za práci „Statický modul pružnosti betonu v závislosti na jeho složení“. Titul Vynikající diplomová práce získali Ing. Josef Buryška za práci „Konstrukční řešení objektu hotelu založeného nad tubusem metra“ v kategorii Budovy, Ing. Tomáš Sekanina za práci „Projekt sila na cement“ v kategorii Inženýrské konstrukce a Ing. Aneta Rainová za práci „Simulace vývinu hydratačního tep2 la s vlivem teploty pomocí fuzzy logiky“ v kategorii Technologie betonu. Titul Vynikající dizertační práce si odnesli Ing. František Girgle, Ph.D., za práci „Analýza kotevní oblasti prvků předpjatých nekovovou výztuží“, Dipl.-Ing. Ulrich Wirth, Ph.D., za práci „Seismic resistance of a hybrid shearwall system“ a Čestné uznání bylo uděleno Ing. Ctislavu Fialovi, Ph.D., za práci „Integrovaný návrh stropních konstrukcí s využitím vysokohodnotných betonů“, všichni v kategorii Navrhování a konstrukce staveb z betonu. Rozdělovala se také ocenění v Soutěži o vynikající betonovou konstrukci za stavby dokončené v letech 2009 a 2010. Titul Vynikající betonová konstrukce získal v kategorii Budovy objekt klubovny Golfového klubu Čertovo břemeno (Beton TKS 5/2011), v kategorii Mosty most přes Opárenské údolí na dálnici D8 (Beton TKS 4/2010) a v kategorii Tunely a ostatní inženýrské konstrukce předpjaté nádrže na pohonné hmoty Loukov. Během úvodního zahajovacího bloku konference byl Čestným členem ČBS ČSSI jmenován Doc. Ing. Vojtěch Mencl, CSc. Blok vyzvaných přednášek zahájili Prof. Mike Schlaich z TU Berlín vystoupením na téma „Concrete shells and other double-curved lightweight structures“ a Dr. Tor Ole Olsen z Norska přednáškou „Marine concrete structures“. Odborný program byl rozdělen do sekcí Světový beton, Mosty a tunely, Modelování a navrhování, Výzkum a technologie a Budovy a stavby pro energetiku; přednášky probíhaly paralelně ve dvou sálech. Součástí konference byla výstava odborných posterů a firem působících na trhu betonového stavebnictví v prostorách KC Aldis.

oba: FAST VUT v Brně

Obr. 1 Bc. Jan Veselý přebírá od Doc. Jiřího Kolíska, předsedy ČBS, ocenění Vynikající Bakalářská práce

Veveří 95, 602 00 Brno Obr. 2

Doc. Vojtěch Mencl děkuje za jmenování čestným členem ČBS

Text článku byl posouzen odborným lektorem.

1/2012

❚


69

VĚDA A VÝZKUM

❚


STŘEŠNÍ VLÁKNOBETONOVÁ DESKA ROOFING PLATE Aneta Rainová, Michaela Frantová, Jan Vodička Článek představuje střešní vláknobetonovou desku pro osazení střešní krytiny na šikmé střechy rodinných i bytových domů, která při prefabrikované výrobě napomůže urychlení výstavby a částečnému vyloučení vlivu počasí na průběh výstavby. ❚ In this article, a roofing fibreconcrete plate performing as complex relief of roof tiles on sloping roofs of family houses and also larger apartment houses is introduced. The prefabricated plate contributes to speed up the building process and to reduce weather influence on construction site.

V současné době se ve všech odvětvích průmyslu a výroby stále více projevují tendence k urychlování procesů, zkracování technologických přestávek a k co nejrychlejšímu dosažení požadovaného výsledku. Ve stavebnictví stejně jako v dalších odvětvích je žádoucí hledat cesty vedoucí ke zrychlení tradičních postupů výstavby a alternativní způsoby provádění konstrukcí vzhledem k jejich materiálovým i technologickým řešením. Využívání nových materiálů a nových postupů vede kromě urychlování výstavby rovněž ke snižování nákladů. Snaha urychlovat výstavbu a snižovat tak náklady často vede k návrhu prefabrikovaných konstrukčních dílců, které nabízejí vysokou geometrickou přesnost prvků, opakovatelnost typických tvarů a minimalizaci vlivu počasí na průběh výstavby, např. nezávislost výstavby na srážkách, venkovní teplotě a dalších povětrnostních vlivech. Prefabrikovaný prvek zjednodušuje a urychluje výstavbu, což do jisté míry závisí i na jeho komplexnosti, neboli jak velkou část a jaké množství prvků původní varianty skladby konstrukce prefabrikát nahrazuje či doplňuje. Při návrhu prefabrikovaných prvků,

1a

1b

70

❚

FIBRE CONCRETE

které mohou nahrazovat nebo doplňovat některé klasické způsoby a varianty skladeb konstrukcí, je vždy snahou, aby takovýto prvek vylepšoval nebo alespoň zachovával vlastnosti původní varianty návrhu. Přidanou hodnotou návrhu vláknobetonové desky je především urychlení výstavby. V závislosti na propracovanosti návrhu to mohou být i další benefity vyplývající z charakteru střešní konstrukce a jejích specifik. Cílem toho článku je představit střešní vláknobetonovou desku jako prefabrikát, jehož účelem je nahradit část skladby střešní konstrukce, a tím zvýšit rychlost výstavby jak rodinných, tak bytových domů. Vlastnosti střešních vláknobetonových desek přispívají v zajištění požadavků na konstrukci střechy a ke komplexnímu řešení střešní konstrukce. Střešní vláknobetonové desky mají sloužit jako náhrada části střešní konstrukce šikmých střech, a to přímo k osazení střešních tašek. Nahrazují část skladby konstrukce střechy, která je v klasické variantě reprezentována latěmi, distančními latěmi a pojistnou hydroizolací. Jednotlivé desky pokládané na nosné části střešní konstrukce, např. krokve, budou sloužit jako připravený rastr pro pokládku střešní krytiny (obr. 1). Podobné snahy v návrzích střech lze ve výstavbě rodinných domů sledovat i v jiných variantách materiálových řešení. Z předpokládaného materiálového a konstrukčního návrhu vyplývají následující požadavky na vláknobetonové desky: • dostatečná odolnost vůči působícímu zatížení, • nízká vlastní tíha, • snadná manipulace při dopravě a pokládání, • houževnatost materiálu desky proti

oddělování žebírek desky a jejímu mechanickému poškození. Z uvedených požadavků vyplývá nutnost zaměřit se především na návrh složení vláknobetonové směsi s důrazem na pevnost ztvrdlého vláknobetonu, jeho houževnatost a nízkou objemovou hmotnost, dále na geometrii desky s návazností pokládky desek a následně střešní krytiny. N ÁV R H S L O Ž E N Í VLÁKNOBETONOVÉ SMĚSI

Při návrhu složení vláknobetonové směsi pro výrobu střešních desek se vycházelo především z požadavků na nízkou hmotnost kompozitu, houževnatost – duktilitu a subtilnost desek při zachování jejich schopnosti odolávat maximálním možným namáháním od nahodilých zatížení, jako jsou zatížení sněhem a větrem, na hotové konstrukci střechy, a zatížením pohybem osob při pokládání desek na konstrukci [1, 2]. Kompozitní vláknobetonová směs má vyhovovat požadavkům na lehké betonové směsi a zároveň má být navržena tak, aby z ní vyrobená střešní deska splňovala kritéria spolehlivosti na ní kladená [3]. Zatížení vlastní tíhou střešního panelu nesmí klást nepřiměřené nároky na únosnost zbylých částí konstrukce střechy, proto byla směs navržena s lehkým kamenivem Liapor [4]. Při použití lehkého kameniva jako plniva se dají očekávat nižší pevnosti vláknobetonového kompozitu oproti užití přírodního kameniva. Přídavkem syntetických vláken lze získat ztužení struktury kompozitu a jeho houževnatost. Tak lze například bránit oddělení žeber střešní desky při působení zatížení taškami a nahodilého zatížení, nebo mechanickému poškození rohů střešních desek při odbedňování, dopravě a manipulaci při pokládce desek i zabránění nebezpečí náhlého kolapsu celé desky. Vzhledem k tomu, že vláknobetonové desky nebudou po zabudování do konstrukce chráněny před zatékáním vody, byla pro výrobu lehkého vláknobetonu zvolena syntetická vlákna typu Forta Ferro, která neohrozí životnost konstrukce a nekladou požadavky na krycí vrstvu či ochranu panelu před povětrnostními vlivy. Použitý typ syntetických vláken s ohledem na houževnatost vláknobetonu zároveň co nejpříznivěji ovlivňuje tvar klesající větve dia-


❚

1/2012

VĚDA A VÝZKUM

❚


Obr. 1 Vizualizace střešní desky s kladením střešní krytiny ❚ Fig. 1 Visualization of roofing plate with roofing tiles lay-out Obr. 2 Ilustrační diagram odolnosti vláknobetonu s vlákny Forta Ferro převzatý ze zkoušek vláknobetonu s užitím přírodního kameniva (hutný vláknobeton) ❚ Fig. 2 An illustrative resistance diagram of FRC with Forta Ferro fibres, adopted from testing of FRC with utilization of natural stone (dense fibre concrete) Obr. 3 Geometrie střešní desky – řez ❚ Fig. 3 Geometry of the roofing plate – cross-section Obr. 4 a) Půdorys desky, b) izometrie desky ❚ Fig. 4 a) Plan view of the plate, b) isometry of the plate

2

3

gramu odolnosti vyjádřeného závislostí síla-průhyb (obr. 2). Při návrhu složení vláknobetonové směsi se vycházelo z pevnostních tříd lehkých betonů uvedených v tab. 1, u kterých jsou objemové hmotnosti nejnižší [4]. Kompozitní směs vláknobetonu byla navržena s kamenivem Liapor, frakcemi 0/4 o sypné hmotnosti 500 kg/m3 a 4/8 o sypné hmotnosti 350 kg/m3. V rámci předběžných výpočtů byla ověřena možnost snížení hmotnosti desky použitím lehkého kameniva až na 40 kg/m2, v závislosti na tloušťce desky. Přestože je hmotnost desky na m2 plochy střechy přibližně 5x vyšší než hmotnost srovnatelného množství řeziva, deska navržená v dané materiálové variantě má nízkou hmotnost a lze jí zatížit běžnou konstrukci krovu. Hmotnost desky je přijatelná i z hlediska manipulace a pokládání desek na střešní konstrukci. N ÁV R H G E O M E T R I E A T VA R U STŘEŠNÍ DESKY

Hlavní rozměry desky byly navrženy tak, aby bylo možné s deskami manipulovat při přepravě a pokládce a zároveň aby ve směru kladení střešní krytiny bylo zajištěno pravidelné opakování skladby střešních tašek na ploše desek. Ve směru rovnoběžně s okapo-

4a

1/2012

vou hranou má deska modulovou délku 1 m, ve směru rovnoběžně s krokvemi je délka u typické desky cca 1 m (závisí na typu a velikosti užitých střešních tašek). U desky určené pro spodní hranu střechy je na dolním okraji vyšší žebro pro podepření první řady střešních tašek (obr. 3 a 4). Na desce byla dále navržena žebra o velikosti průřezu dřevěných latí pro osazení střešní krytiny. Rozteč žeber se řídí velikostí použité střešní krytiny a sklonem střechy. Při výrobě prototypu byla zvolena rozteč 0,33 m odpovídající počtu tří běžných latí na 1 bm. Výška žeber byla navržena 30 mm. Žebra jsou na jedné straně zkosená (obr. 1, 3 a 4), čímž je zajištěno snadné odbedňování výrobku. Tloušťka desky, která společně s průřezem žeber tvoří celkovou velikost průřezu odolávajícího zatížení, byla předmětem optimalizace. ZKOUŠKY A MECHANICKÉ CHARAKTERISTIKY VLÁKNOBETONU

Vláknobeton byl zkoušen na sérii krychelných vzorků o hraně cca 150 mm (obr. 5) zkouškou určující pevnost vláknobetonu v tlaku a v příčném tahu. Výsledky zkoušek (tab. 2 a 3) jako průměrné hodnoty pro tlak a příčný tah ukazují, že lze vyrobený vláknobeton (FLC) pevnostně přibližně zařadit do třídy LC12/13

4b

❚


s objemovou hmotností 1 100 kg/m3. Na trámcích 100 x 100 x 400 mm (obr. 5) byla v rámci zkoušky mrazuvzdornosti realizována zkouška ohybem pro orientační prokázání pevnosti v tahu za ohybu. Zkušební trámce byly dále testovány na mrazuvzdornost [5]. V tab. 4 jsou zřejmé průměrné hodnoty pevnosti v tahu za ohybu prokázané zkouškou. Z AT Ě Ž O VA C Í Z K O U Š K A S T Ř E Š N Í DESKY

Na prototypu střešní desky byla provedena zatěžovací zkouška formou umístění osamělého břemene, simulovaného ocelovými broky, na okraji a uprostřed desky (obr. 6 a 7). Nejprve byl zatěžován okraj desky do hodnoty odpovídající hmotnosti 150 kg, přičemž nebyl pozorován vznik trhliny. Deska byla odtížena a následně zatížena uprostřed až na hodnotu 350 kg. Přibližně při dosažení hodnoty zatížení 200 kg byl pozorován vznik první trhliny. Podle zjištěné únosnosti (obr. 6) byla stanovena skutečná pevnost v tahu ohybem, jejíž výsledky jsou promítnuty do posouzení střešní desky v tab. 5b. POSOUZENÍ TLOUŠŤKY DESKY

Vyrobený vláknobeton lze na základě zjištěných pevností (tab. 2 a 3) přibližně zařadit do pevnostní třídy LC12/13. Pro posouzení byly uvažovány tři třídy objemové hmotnosti, dvě, 1 200 kg/m3 a 1 400 kg/m3, s odstupňovanými pevnostmi podle tab. 1 a třetí třída FLC objemové hmotnosti 1 100 kg/m3 s pevnostmi průměrnými 1,36 MPa pro příčný tah a 12,85 MPa pro tlak (tab. 2 a 3). V tab. 5a a 5b jsou uvedeny výsledky výpočtů provedených na základě pevnostní třídy LC12/13 a výsledků plynoucích ze zatěžovací zkoušky. Z tab. 5a je zřejmé, že podle pevností prokázaných při zatěžovací zkoušce tloušťka desky 71

VĚDA A VÝZKUM

❚


30 mm nevyhovuje, zatímco ze zjištěné únosnosti (tab. 5b, obr. 6) se ukazuje, že deska vyhoví. K uvedenému rozdílu dochází zřejmě vlivy nestejné kvality betonu ve zkušebních tělesech a zkušební desce zapříčiněnými použitým způsobem hutnění čerstvého vláknobetonu (vibrační stůl), rozdílem velikostí vzorků a desky, vlivem nedostatečného podkladu, tj. součinitelů, kterými se převádí pevnost vláknobetonu stanovená ze zkoušky pro výpočet (součinitele byly pro posouzení uvažovány hodnotami pro prostý beton), ale především vlivem skutečného prostorového působení deskového prvku.

Tab. 1 Pevnost v tahu hutných lehkých betonů lightweight concrete

Třída objem. hmotnosti 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2

Horní mez objemové hmotnosti [kg/m3] 1 000 1 200 1 400 1 600 1 800 2 000

❚ Tab. 1

Tensile strength of dense

η1*

LC12/13

LC16/18

LC20/22

LC25/28

0,67 0,73 0,78 0,84 0,89 0,95

1,06 1,14 1,23 1,32 1,4 1,49

1,28 1,39 1,49 1,59 1,7 1,80

1,49 1,61 1,73 1,85 1,97 2,09

1,73 1,87 2,01 2,15 2,29 2,43

* kde η1 je koeficient, kterým se upravuje pevnost v tahu lehkého betonu oproti pevnosti obyčejných betonů. Tab. 2

Výsledky zkoušky v prostém tlaku

Vzorek číslo Hmotnost [kg] 1 3,76 2 3,775 3 3,71 Průměrná pevnost v tlaku

❚ Tab. 2

Results of compression test

Velikost průřezu [mm] 148 x 149 147 x 149 150 x 151

Síla [kN] 277 326 252

Pevnost [MPa] 12,56 14,88 11,12 12,85

VÝROBA DESKY

Pro výrobu prototypu střešní desky bylo připraveno dřevěné bednění. Betonáž desky proběhla v obrácené poloze oproti jejímu zabudování ve střešní konstrukci. Z důvodu snadného vyjmutí výrobku z bednění bylo toto vyráběno jako rozebíratelné, zároveň žebra desky jsou na jedné straně zkosená, což napomáhá snadnému vyjmutí desky z formy. Při výrobě čerstvého vláknobetonu je důležité dodržet správné pořadí míšení složek v míchačce, kdy je potřeba nejprve nechat dobře nasát lehké kamenivo vodou, poté jsou vmíchána syntetická vlákna a následně je přidán cement a zbytek záměsové vody (obr. 8). Vlivem charakteru směsi lze očekávat její nesnadnou zpracovatelnost a menší tekutost. Pro dokonalé vyplnění formy čerstvým vláknobetonem byla deska hutněna vibrováním na vibračních stolech. Po vyrobení desky můžeme očekávat, že na rubové straně vznikne drsný povrch zapříčiněný vystoupením lehkého kameniva a vláken během vibrování. Vznik drsné rubové strany panelu je žádoucí, protože zvyšuje tření mezi deskou a nosnou krokví a zabraňuje tak posunu desek po konstrukci střechy při pokládce (obr. 9). Z ÁV Ě R

Vyrobený prototyp subtilní střešní vláknobetonové desky je zobrazen na obr. 10 a 11 [6]. Povrch desky je na líci slinutý (povrch v kontaktu s formou), s občasnými vzduchovými póry, a nedochází k přiznání vláken nebo lehkého kameniva. Povrch je rovný a hladký, hrany žeber jsou ostré. Rubová strana je dle očekávání drsná s viditelnými vystupujícími vlákny a lehkým kamenivem, což je z hlediska stabilní polohy desky při pokládce žádoucí. Desky v takovéto podobě jsou určeny přímo k poklád72

5a

5b

6a

6b

7a Tab. 3

7b Výsledky zkoušky v příčném tahu

❚ Tab. 3

Vzorek číslo Hmotnost [kg] 1 3,145 2 3,31 3 3,97 Průměrná pevnost v příčném tahu

Results of splitting test

Síla [kN] 39 45,6 50,1

Tab. 4 Výsledky zkoušky v tahu za ohybu na referenčních vzorcích of bending test on reference specimens

Vzorek číslo Hmotnost [kg]

Velikost průřezu [mm]

13 4,688 400,4 x 99,2 x 104,2 14 4,699 402,1 x 100,2 x 104,6 15 4,695 400,9 x 99,8 x 102,5 Průměrná pevnost v tahu za ohybu

Objemová hmotnost [kg/m3] 1 113 1 115 1 145

Pevnost [MPa] 1,29 1,4 1,39 1,36 ❚ Tab. 4

Results

Síla [kN]

Pevnost [MPa]

6,7 5,9 7,1

1,4 1,2 1,5 1,4


❚

1/2012

❚

VĚDA A VÝZKUM Tab. 5a Posouzení únosnosti desky z prostého vláknobetonu pro uvažované pevnostní třídy ❚ Tab. 5a Assessment of FRC plate resistance according to strength classes

Specifikace Objemová hmotnost [kg/m3] Tloušťka desky [mm] 40 30

LC dle normy

LC dle normy

1 400

1 200

Vyhovuje Vyhovuje

Navržený kompozit Navržený kompozit – provozní stadium – stavební stadium 1 100

1 100

Posudek únosnosti při dané tloušťce a objemové hmotnosti Vyhovuje Vyhovuje Vyhovuje Vyhovuje Vyhovuje Nevyhovuje

Tab. 5b Posouzení únosnosti desky z prostého vláknobetonu dle výsledků zatěžovací zkoušky ❚ Tab. 5b Assessment of FRC plate resistance according to results of loading test

Specifikace Objemová hmotnost [kg/m3] Tloušťka desky 30 [mm]

Navržený kompozit Navržený kompozit – provozní stadium – stavební stadium

LC dle normy

LC dle normy

1 400

1 200

1 100

1 100

Vyhovuje

Vyhovuje

Vyhovuje

Vyhovuje

8a

8b

10 Obr. 5 Zkušební tělesa specimens

❚ Fig. 5

Test

Obr. 6 a) Diagram odolnosti vláknobetonu s vlákny Forta Ferro, zjištěný při zatěžování osamělým břemenem s vyznačenou mezí vzniku první viditelné trhliny, b) schéma zatěžovaní ❚ Fig. 6 a) Resistance diagram of FRC with Forta Ferro fibres, estimated during loading by concentrated load, and with marked point of first crack observation, b) loading scheme Obr. 7 Měření průhybu při zatěžování desky ❚ Fig. 7 Measurement of bending deformation during a load test Obr. 8 a) Lehké kamenivo se syntetickými vlákny a vodou, b) směs po přidání cementu a zbytku záměsové vody ❚ Fig. 8a) Lightweight aggregate with synthetic fibres and water, b) mixture after addition of cement and remaining mixing water Obr. 9 Drsná rubová protiskluzová strana desky ❚ Fig. 9 Coarse reverse side of the roofing plate Obr. 10 Prototyp střešní desky ❚ Fig. 10 Prototype of the roofing plate Obr. 11 Deska po osazení střešní krytiny ❚ Fig. 11 Roofing plate after laying of roof tiles

1/2012

❚

SCIENCE AND RESEARCH Literatura: [1] ČSN EN 1991-1-3:2005: Zatížení konstrukcí – Část 1-3: Obecná zatížení – Zatížení sněhem; s mapou sněhových oblastí – Z1/2006 [2] ČSN EN 1991-1-4: Zatížení konstrukcí – Část 1-4: Obecná zatížení – Zatížení větrem [3] ČSN EN 1992-1-1 Navrhování betonových konstrukcí [4] www.liapor.cz [5] Závěrečná zpráva ke grantovému projektu G103/06/0865 – „Lehké konstrukční betony prosté a vyztužené“ [6] Užitný vzor „Střešní panel pro osazení střešní krytiny“, číslo přihlášky 200921482, číslo zápisu 20091

9

11a

ce na nosnou konstrukci střechy a k pokrytí střešní krytinou. Z provedených výpočtů únosnosti desky se ukazuje, že bude třeba se zabývat otázkou užití vyšší pevnostní třídy lehkého vláknobetonu oproti dosažené při výrobě prototypu. Navržený rozměr desky se i přes stanovené výpočty ukazuje jako reálný na základě výsledků provedené zkoušky. Cílem článku je představit střešní vláknobetonovou desku s užitím lehkého kameniva určenou k náhradě části klasické konstrukce střechy. Záměrem projektu bylo vytvořit alternativu ke klasické skladbě střech, která napomůže urychlení výstavby a v mnoha ohledech zjednoduší proces. Výroba prefabrikátů je stále oblíbenější formou v oblasti betonových konstrukcí a střešní vláknobetonová deska doplňuje řadu možných prefabrikovaných částí celého rodinného či většího obytného domu, u kterých lze navrženou technologii využít.


11b

Tento výsledek byl získán za finančního přispění MŠMT ČR, projekt 1M0579, v rámci činnosti výzkumného centra CIDEAS.

Ing. Aneta Rainová e-mail: [email protected] tel.: 224 354 629 Ing. Michaela Frantová, Ph.D. e-mail: [email protected] tel.: 224 354 619 Doc. Ing. Jan Vodička, CSc. e-mail: [email protected] tel.: 224 354 622 všichni: Katedra betonových a zděných konstrukcí Fakulta stavební ČVUT v Praze Thákurova 7, 166 29 Praha 6 Text článku byl posouzen odborným lektorem.

73

VĚDA A VÝZKUM

❚


UŽITÍ DYNAMICKÉHO FAKTORU NÁRŮSTU PEVNOSTI BETONU PRO ZKRÁCENÍ DOBY TRVÁNÍ ZKOUŠEK VLÁKNOBETONOVÝCH VZORKŮ ❚ THE USE OF DYNAMIC INCREASE FACTOR FOR SPEED-UP OF LOAD TESTS OF FRC SPECIMENS Michal Drahorád, Marek Foglar, Pavel Veselý, Stanislav Smiřinský

I © J ¹ " ª º fts « J s »

Dynamický faktor nárůstu pevnosti betonu (dynamic increase factor = DIF)

ft

ft

se užívá pro popis vlivu rychlosti zatěžování na tlakovou i tahovou pevnost betonu. Pro obyčejný beton byl již faktor nárůstu pevnosti zkoumán a byly definovány teoretické vztahy pro jeho určení (viz např. Model Code 1990).

© J ¹ " Gª º « J s » fts

pro J f 1 s 1 ,

(2)

1/ 3

pro J # 1 s

1

.

(3)

V [2] jsou nabídnuty vztahy následující:

DIF se využívá hlavně při modelování nárazů, výbuchů a jiných extrémních zatížení betonu. Článek popisuje možnosti zkrácení doby trvání zkoušek

,

(4)

.

(5)

vláknobetonových vzorků na základě znalosti DIF pevnosti betonu při tahovém i tlakovém zatížení na základě experimentálních měření. ❚ The dynamic increase factor (DIF) is used for quantifying the effect of strain rate on both compressive and tensile strength of concrete and is incorporated in the Model Code 1990. The DIF is mostly used in modeling of fast dynamic phenomena like blast and impact or other extreme loadings. The paper describes the way of accelerating load tests of FRC specimens based on the knowledge of DIF in compressive and tensile loading of concrete.

Zkoušky trámců z vláknobetonu (FRC) v tahu za ohybu se v současné době obvykle provádějí podle [7], a to čtyřbodovým ohybem řízeným deformací vzorku ve středu rozpětí při rychlosti nárůstu deformace ν = 0,2 mm/min. Pro běžné trámce rozměrů 150 x 150 x 700 mm trvá zkouška do porušení cca 45 min. Kolektiv autorů z Katedry betonových a zděných konstrukcí Fakulty stavební ČVUT v Praze a firmy Betotech, s. r. o., si vzal za cíl délku trvání zkoušek zkrátit, a tím zkoušení vláknobetonových prvků zefektivnit. Předkládaný článek popisuje úskalí zkoušení FRC prvků při vyšších rychlostech zatěžování, způsob jejich vyhodnocení a možnosti zobecnění pro praktické využití. D Y N A M I C K Ý FA K T O R N Á R Ů S T U P E V N O S T I

. S vyšší rychlostí zatěžování ε se zvětšuje odolnost betonu (v tahu i v tlaku) a také jeho modul pružnosti. Poměr static. kých hodnot (stanovených pro rychlost zatěžování ε = 1.106 ) vůči hodnotám získaným při vyšších rychlostech zatěžování se nazývá dynamický faktor nárůstu pevnosti (dynamic increase factor = DIF). Užívá se pro modelování nárazů, výbuchů a jiných extrémních zatížení betonu. DIF je např. implementován v materiálových modelech programového souboru LS-DYNA [5] určeného pro numerické modelování . rychlých dynamických jevů. S rostoucí rychlostí zatěžování ε se zvětšuje i lomová energie betonu, tento fenomén však není doposud dostatečně kvantifikován. . Rychlost zatěžování ε (strain rate) je ve smyslu nauky o materiálech definována jako změna přetvoření za čas [s-1]: dJ d © l l0 ¹ 1 dl ν J " " ª " , (1) º" dt dt « l0 » l0 dt l0 kde l je délka při vneseném zatížení, l0 je původní délka a ν je rychlost nárůstu deformace, nejčastěji [mm/s]. Závislost tahové pevnosti betonu na rychlosti zatěžování byla popsána např. Malvarem a Rossem [1], Tedescem a Rossem [2] a dalšími autory. Podle [1] se uvedená závislost dá popsat vztahy: 74

kde ft je dynamická tahová pevnost betonu při rychlosti zatě. žování ε, fts je statická tahová pevnost betonu při rychlosti za. . těžování ε, ε rychlost zatěžování, nejčastěji v rozsahu 1.10-6 . -1 . až 160 s , εs statická rychlost zatěžování εs = 1.10-6 s-1, logβ = 6δ – 2, δ = 1/(1+8f′c/f′c0), f′c0 = 10 MPa a f′c tlaková pevnost betonu [MPa]. Model Code 1990 [4] rovněž uvádí vztahy definující závislosti tahové pevnosti, tlakové pevnosti a modulu pružnos. ti betonu na rychlosti zatěžování ε. Přitom pro tahovou pevnost betonu uvádí Model Code 1990 vztahy obdobné struktury, jako jsou uvedeny v [1]: fct,imp fctm fct,imp

© J ¹ " ª ct º « Jct 0 »

Is 1016 ,

pro Jct f 30 s 1 ,

(6)

1/ 3

© J ¹ (7) " G s ª ct º pro Jct # 30 s 1 , J fctm « ct 0 » kde fct,imp je rázová tahová pevnost betonu, fctm je taho. . vá pevnost betonu, εct rychlost zatěžování [s-1], εct0 statická . -6 -1 rychlost zatěžování εct0 = 3.10 s , logβs = 7,112δs – 2,33, 1 Is " , a fcm, fcm0 jsou tlakové pevnosti betonu 10 6fcm / fcm0 odpovídající hodnotám f′c a f′c0 uvedeným výše. Jednotlivé uvedené vztahy pro stanovení tahové pevnosti betonu na mezi vzniku trhliny v závislosti na rychlosti zatěžování jsou v dalším textu porovnány se získanými výsledky.

ZKUŠEBNÍ PROGRAM

Pro navržený zkušební program bylo vyrobeno celkem čtyřicet trámců o rozměrech 150 x 150 x 700 mm z betonu C30/37-X0 s polypropylénovými vlákny Forta Ferro délky 54 mm. Pro první polovinu trámců bylo užito 4,5 kg/m3 (ρ = 0,5 %), pro druhou 9 kg/m3 (ρ = 1 %). Dále byly pro doprovodné zkoušky zhotoveny krychle o straně 150 mm (stanovení pevnosti betonu v tlaku) a válce o průměru 150 mm a výšce 300 mm (stanovení modulu pružnosti betonu v tlaku). Zkušební tělesa byla vyrobena v Experimentálním centru Fakulty stavební ČVUT v Praze. Vlastní zkoušky probíhaly na pracovišti firmy Betotech, s. r. o., poté co zkušební vzorky dosáhly stáří 28 dní. Trámce byly zkoušeny čtyřbodovým ohybem (obr. 1) podle [7], krychle a válce v prostém tlaku. Průběh zkoušek byl řízen deformací vzorků ve středu jejich


❚

1/2012

VĚDA A VÝZKUM

❚


Obr. 1 Upořádání experimentu a pohled na těleso po ukončení zkoušky při průhybu 8 mm ❚ Fig. 1 Set up of the experiment and termination of loading at the deflection of 8 mm Obr. 2 Příklad výstupu zkoušky znehodnoceného vlivem relaxace a propružení ❚ Fig. 2 Example of a failed experimental result

1

Popis zkoušek Zkouškami ohybem byly stanovovány diagramy odolnosti zkoušených vzorků při různých rychlostech nárůstu deformace ν ve středu rozpětí. Test probíhal na zařízení vycházejícím z ČSN EN 12390-5. Pro zkoušky byl užit lis s maximální tlačnou silou 300 kN (výrobce FORM+TEST). Celé zařízení bylo elektronicky řízeno přes jednotku Digimaxx C20, napojenou na PC. Hlavním řídícím programem zařízení je software „Proteus“ (FORM+TEST). Zkouška byla prováděna podle předpisu „Merkblatt – Stahlfaserbeton“ z ledna roku 2006, který vydal svaz Deutscher Beton- und Bautechnik-Vereinen. Metodika zahraničního DVB je rozvinuta a modifikována tuzemským dokumentem PN ČMB 01-2001 „Vláknobeton (FC) – Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda“ z ledna roku 2008. Tato podniková norma vznikla součinností ČVUT v Praze, Katedry betonových a zděných konstrukcí Fakulty stavební a společnosti Betotech, s. r. o. Hlavní zkušební program probíhal na tělesech 150 x 150 x 700 mm (viz výše). Vzorky byly prostě uloženy ve zkušebním zařízení, rozpon dolních podpor vzorku byl L = 600 mm. Zatížení z lisu bylo na vzorek přenášeno pomocí zatěžovacího přípravku. Vzorek byl tak zatížen dvojicí sil F/2 ve vzájemné vzdálenosti 200 mm s výslednicí působící ve středu rozpětí prvku. Zkouška byla řízena deformačně, přičemž řídící veličinou byla rychlost nárůstu deformace ν [mm/min] prvku ve středu rozpětí L. Deformace vzorku byla měřena uprostřed rozpětí L pomocí dvou pružinových, elektronicky monitorovaných mikrometrických měrek. Ty byly připevněny vně tělesa, podélně v jeho středu a kolmo na delší osu prvku, a byly podepřeny podélnou konstrukcí rovnoběžnou s delší osou tělesa tak, aby odečítané průhyby δ nebyly ovlivněny vlastními deformacemi vzorku (obr. 1). V případě popisovaného výzkumu byly jako další zkušební pomůcky použity délkové měřidlo, stopky a videokamera. Tělesa z obou záměsí (obsah vláken 4,5 a 9 kg/m3) byla testována po sadách o třech prvcích, a to nejprve při standardní rychlosti nárůstu deformace ν = 0,2 mm/min. Před zahájením zkoušek byly dále, na základě technických možností zkušebního zařízení, určeny další rychlosti nárůstu deformace ν, a to 1; 2; 4 a 6 mm/min. Během zkoušky byly 1/2012

❚

v závislosti na čase t zaznamenávány: průběh deformace δ ve středu rozpětí a průběh zatěžovací síly F. Uvedené veličiny byly zapisovány ve frekvenci 30 Hz. Průběh zkoušky jednotlivých vzorků byl dále zaznamenáván na videokameru spolu s během času na stopkách. Z videozáznamu byl poté zjišťován okamžik vizuálního „vzniku“ makrotrhliny na vzorku, který byl následně porovnán s výsledky zkoušky, resp. s diagramem odolnosti vzorku. Vlivem chování vláken se totiž okamžik vzniku makrotrhliny může obecně lišit od hlavního vrcholu odezvy vzorku získaného z elektronického záznamu zkoušky. Posledním sledovaným parametrem byla vzdálenost makrotrhliny x T od podpory (levé při pohledu na zkušební zařízení), která byla určena jako průměr ze vzdáleností makrotrhliny od podpory na spodní hraně svislých stěn tělesa. Tato vzdálenost sloužila následně jako hlavní parametr při normování diagramů odolnosti. Průběh zkoušení ukázal, že výsledky zkoušek jsou velice ovlivněny kvalitou provedení zkušebních těles. Při vyšších rychlostech zatěžování navíc došlo na některých vzorcích po vzniku makrotrhliny k relaxaci a propružení tělesa na vyšší hodnotu deformace, než byla v daném čase očekávaná řídícím systémem (obr. 2). Zkouška potom probíhala nikoli kontinuálním, ale cyklickým zatěžováním vzorku, aby byla dodržena podmínka rychlosti deformace, nedošlo-li přímo k okamžitému kolapsu vzorku. Vzhledem k tomu, že tento jev byl výzkumným týmem dopředu očekáván, byl z jednotlivých záměsí vyroben ještě určitý počet náhradních těles, aby finální hodnocení výsledku zkoušek bylo relevantní a opakovatelné. Z hlediska obsahu vláken je zajímavé vizuální porovnání ploch porušení zkušebních vzorků pro různé obsahy PP vláken (obr. 3 a 4).

35 30 Působící síla FR [kN]

rozpětí. Celkem bylo pro každý stupeň vyztužení (ρ = 0,5 % a ρ = 1 %) zkoušeno šest sad po třech zkušebních tělesech. Rychlosti nárůstu deformace ν pro jednotlivé sady vzorků byly voleny v hodnotách 0,2; 1; 2; 4 a 6 mm/min. Zkoušky byly ukončeny při dosažení průhybu vzorku 8 mm (obr. 1).

25 20 15 10 5 0 0

1

2 3 4 5 6 7 Deformace (průhyb) ve středu rozpětí I [mm]

8

9

2


75

VĚDA A VÝZKUM

❚

SCIENCE AND RESEARCH Obr. 3 Vzorek s obsahem 4,5 kg/m3 PP vláken ❚ Fig. 3 Cross-section of the cracked specimen with content of 4,5 kg/m3 PP fibers Obr. 4 Vzorek s obsahem 9 kg/m3 PP vláken ❚ Fig. 4 Cross-section of the cracked specimen with content of 9 kg/m3 PP fibers

3

4

Výsledky zkoušek Základním výstupem uvedených experimentálních zkoušek jsou grafy odolnosti prvků (závislost velikosti působící síly FR na průhybu zkušebního tělesa δ i ve středu rozpětí L. Obr. 5 poskytuje příklad základních výsledků realizovaných zkoušek pro rychlost nárůstu deformace ν = 1 mm/min a stupeň vyztužení ρ = 1 %. Přitom dílčí grafy odolnosti jednotlivých vzorků jsou ještě před jakýmkoliv dalším vyhodnocením normovány s ohledem na polohu vznikající makrotrhliny xT pro průřez ve středu rozpětí a do jejich průběhu jsou zahrnuty i vlivy nepostihnutelné experimentálním měřením (vliv tíhy zatěžovacího přípravku, vliv vlastní tíhy vzorku). Normování grafů odolnosti pro průřez ve středu rozpětí se provádí za předpokladu zjednodušeného působení vzorku jako mechanismu s plastickým kloubem v místě vznikající makrotrhliny (viz [6]). Přitom se pro daný materiál předpokládá (a výsledky zkoušek to potvrzují), že tuhost v místě makrotrhliny je menší než v oblastech trhlinou neporušených. Normováním grafů odolnosti se dosáhne sjednocení výsledků jednotlivých zkoušek, a je tak možné korektně provést jejich další vyhodnocení. Výsledky jednotlivých zkoušek, resp. dílčí grafy odolnos-

ti, jsou poté statisticky vyhodnoceny. Výsledkem vyhodnocení jsou průměrné a charakteristické (95% kvantil pravděpodobnosti pro normální rozdělení) grafy odolnosti (obr. 6). Získané výsledky (zejména průměrné hodnoty odolností) se . použijí pro vyhodnocení vlivu rychlosti zatěžování ε na pevnost materiálu. Průměrné diagramy odolnosti pro jednotlivé zkoušené typy vláknobetonu (ρ = 0,5 % a ρ = 1 %) v závislosti na rychlosti nárůstu deformace ν jsou uvedeny na obr. 7 a 8. Průměrné hodnoty odolnosti na mezi vzniku makrotrhliny a průměrné maximální hodnoty reziduálních odolností po vzniku makrotrhliny pro jednotlivé sady vzorků jsou uvedeny v tab. 1. Z výsledků získaných pro obsah vláken 4,5 kg/m3 je patrné, že po vzniku makrotrhliny již vesměs nedochází ani k částečnému zpevnění materiálu. Hodnoty maximálních reziduálních odolností vláknobetonu přitom dosahují cca 1/3 hodnot odolností na mezi vzniku makrotrhliny a podle klasifikace uvedené v [7] jsou tak na samé hranici použitelnosti pro konstrukční materiál. Důsledkem nestandardního chování vzorků z materiálu s nižším obsahem vláken (ρ = 0,5 %) došlo při vyhodnocování výsledků zkoušek k velkému rozptylu výsledných hod-

Záznam zkoušky W = 1.0%; Z = 1.0 mm/min

Diagram odolnosti ( I – F) – W = 1.0%; Z = 1.0 mm/min 40,0

35,0

09-10-S1

30,0

09-10-S2

35,0 Vzorek - 09-10-S1 Působící síla F [kN]

Působící síla FR [kN]

40,0

09-10-S3

25,0 20,0 15,0 10,0

Vzorek - 09-10-S2 Vzorek - 09-10-S3

25,0

Průměr 20,0

Kvantil 95%

15,0 10,0

5,0

5,0

0,0

0,0 0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

0,0

8,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

Průhyb I [mm]

Průhyb ve středu rozpětí I [mm]

5

6

35,0

40,0 4,5 kg/m3 v=0,2 mm/min - Průměr 4,5 kg/m3 v=1,0 mm/min - Průměr 4,5 kg/m3 v=2,0 mm/min - Průměr 4,5 kg/m3 v=4,0 mm/min - Průměr

25,0

9 kg/m3 v=0,2 mm/min - Průměr 9 kg/m3 v=1,0 mm/min - Průměr 9 kg/m3 v=2,0 mm/min - Průměr 9 kg/m3 v=4,0 mm/min - Průměr 9 kg/m3 v=6,0 mm/min - Průměr

35,0 Působící síla FR [kN]

30,0 Působící síla FR [kN]

30,0

20,0 15,0 10,0 5,0

30,0 25,0 20,0 15,0 10,0 5,0

0,0

0,0 0,0

7

76

1,0

2,0

3,0 4,0 5,0 6,0 Průhyb ve středu rozpětí I [mm]

7,0

0,0

8,0

8

1,0

2,0

3,0 4,0 5,0 6,0 Deformace ve středu rozpětí I [mm]


7,0

❚

8,0

1/2012

VĚDA A VÝZKUM

❚


Tab. 1 Průměrné hodnoty odolnosti na mezi vzniku trhliny (CLS) a průměrné hodnoty reziduálních odolností po vzniku trhliny pro ρ = 0,5 a 1 % ❚ Tab. 1 Mean values of specimen bending resistance before crack propagation and mean values of maximal residual resistance after crack propagation for ρ = 0,5 and 1 %

Rychlost nárůstu deformace ν [mm/min] 0,2 1 2 4 6

ρ = 0,5 % Na mezi vzniku trhliny FCLS δCLS [kN] [mm] 30,6 0,09 32 0,10 31,6 0,09 29,2 0,08 -

ρ = 1 % Po vzniku trhliny FRes,max δRes,max [kN] [mm] 8,6 1,5 11 1,73 -

Na mezi vzniku trhliny FCLS δCLS [kN] [mm] 29,9 0,1 32,8 0,1 36,1 0,09 37,5 0,12 36,9 0,12

Po vzniku trhliny FRes,max δRes,max [kN] [mm] 13,4 1,95 17,7 2,1 22,1 1,8 21,6 1,7 19,6 1,6

Tab. 2 Pevnosti v tlaku a moduly pružnosti zkoušeného vláknobetonu ❚ Tab. 2 Compressive strength and modulus of elasticity of the tested FRC

ρ = 0,5 %

Vzorek V1 V2 V3 Průměr

ρ = 1 %

Pevnost v tlaku ffc,c [MPa]

Modul pružnosti Efc,c [GPa]

Pevnost v tlaku ffc,c [MPa]

Modul pružnosti Efc,c [GPa]

47,5 44,7 43,9 45,4

34,5 35 33,5 34,3

42,3 43 40,4 41,9

34,5 33 31,5 33

not a znehodnocení některých měření pro vyšší rychlosti nárůstu deformace ν (zejména 6 mm/min). Z výsledků zkoušek je patrné, že pro vyšší rychlosti nárůstu deformace ν vychází v průměru vyšší odolnost na mezi vzniku trhliny i zbytková odolnost vzorku. Pro vyšší rychlosti nárůstu deformace ν je ale přesnost měření ovlivněna dalšími faktory, např. křehkým porušením prvku a možnostmi zatěžovacího/měřícího zařízení. V souvislosti s měřením a následným vyhodnocením tahových vlastností vláknobetonu (v tahu za ohybu) byly zkoušeny také tlakové vlastnosti vláknobetonu. Běžnými zkouškami podle platných předpisů byl na samostatných vzorcích stanoven modul pružnosti vláknobetonu Efc a jeho tlaková pevnost ffc,c. Zjištěné hodnoty tlakových charakteristik materiálu jsou uvedeny v tab. 2. Pro další vyhodnocení zkoušek ohybem byly použity průměrné hodnoty tlakových charakteristik betonu. Vyhodnocení získaných dat Údaje získané ze statisticky vyhodnocených normovaných grafů odolnosti byly dále vyhodnoceny s cílem kvantifikovat DIF pevnosti betonu pro příslušné rychlosti nárůstu deforma. ce νi potažmo rychlosti zatěžování εi. V prvním kroku byly na numerickém modelu vzorků stanoveny závislosti tuhosti Bm,red,i kritického průřezu na průhybu vzorku δ i. Pro vyhodnocení dat získaných ze zkoušky čtyřbodovým ohybem byl zvolen nelineární prutový model s proměnnými tuhostmi (viz [8]). Pro popis chování vzorků se v modelu předpokládá plat-

nost Bernoulli-Navierovy hypotézy v kombinaci s nelineárním rozdělením napětí v průřezu. Do meze vzniku makrotrhliny se předpokládá z hlediska deformací pružné chování vzorku. Po vzniku makrotrhliny (ve středu rozpětí) se předpokládá vznik plastické oblasti o délce rovné polovině výšky průřezu h/2 na obě strany od trhliny a rozetření trhliny v této oblasti. Plastická oblast se potom pro stanovení chování kritického průřezu uvažuje jako homogenní s redukovanou tuhostí. Aby byly použité předpoklady plně aplikovatelné, musí být, stejně jako v případě normování diagramů odolnosti, tuhost průřezu po vzniku makrotrhliny menší než tuhost průřezu neporušeného trhlinou, což je pro zkoumané materiály splněno. V druhém kroku byla nejprve, na základě uvedených předpokladů znalosti tuhosti kritického průřezu Bm,red,i a působícího zatížení, stanovena závislost pootočení průřezu φi na průhybu vzorku δi ve středu rozpětí L. Na základě znalosti pootočení průřezu φi, působícího zatížení Fi a historie chování prvku byla inverzní analýzou na úrovni průřezu stanovena závislost polohy neutrální osy x na průhybu vzorku δi ve středu rozpětí L a dále průběhy přetvoření εfc,i a napětí σfc,i. Kombinací těchto výsledků bylo potom možné stanovit závislost poměrného přetvoření v krajních tažených vláknech εfc,t,i na průhybu δi ve středu rozpětí, resp. stanovit ze známé rychlosti nárůstu . deformace νi [mm/min] příslušnou rychlost zatěžování ε i [s-1]. Protože chování vzorku před vznikem makrotrhliny . a po něm je zcela odlišné, byly rychlosti zatěžování εi stano. veny zvlášť pro zatěžování před vznikem makrotrhliny (εi,CLS) . a zvlášť pro zatěžování po jejím vzniku (εi,Res). V důsledku

Obr. 5 Příklad záznamu zkoušky (ρ = 1 %, ν = 1 mm/min) – tři vzorky ❚ Fig. 5 Example of the experiments outcome for ρ = 1 % and ν = 1 mm/min – three specimen Obr. 6 Příklad výsledků statistického zpracování zkoušek (ρ = 1 %, ν = 1 mm/min ❚ Fig. 6 Example of the statistic evaluation for ρ = 1 % and ν = 1 mm/min Obr. 7 Porovnání průměrných diagramů odolnosti vzorků pro různé rychlosti zatěžování (ρ = 0,5 %) ❚ Fig. 7 Comparison of mean values of specimen resistance for varying loading rates for ρ = 0,5 % Obr. 8 Porovnání průměrných diagramů odolnosti vzorků pro různé rychlosti zatěžování (ρ = 1 %) ❚ Fig. 8 Comparison of mean values of specimen resistance for varying loading rates for ρ = 1 % Obr. 9 Průběh přetvoření a napětí v kritickém průřezu po vzniku makrotrhliny ❚ Fig. 9 Strains and stresses in the critical crosssection after the crack propagation

1/2012

❚

9


77

VĚDA A VÝZKUM

❚


. Tab. 3 Střední hodnoty rychlosti zatěžování εi pro jednotlivé rychlosti nárůstu deformace ν před a po vzniku trhliny ❚ Tab. 3 Mean values of strain rate for defined speed deformation before and after crack propagation

Napětí v tažných vláknech X [MPa]

5,0

. Rychlost zatěžování ε

Rychlost nárůstu deformace ν [mm/min]

Před vznikem trhliny . εCLS [s-1]

Po vzniku trhliny . εRes [s-1]

0,2 1 2 4 6

8,696.10-6 4,348.10-5 8,696.10-5 1,739.10-4 2,609.10-4

2,286.10-5 1,143.10-4 2,286.10-4 4,571.10-4 6,856.10-4

0.2 mm/min

4,5

1.0 mm/min

4,0

2.0 mm/min

3,5

4.0 mm/min

3,0

6.0 mm/min

2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 0,0

0,5

1,0

1,5

Tab. 4 Napětí a přetvoření na mezi vzniku makrotrhliny a maximální reziduální napětí po vzniku makrotrhliny specimen before crack propagation and maximal residual stress after crack propagation

Rychlost nárůstu deformace ν [mm/min]

2,0

❚

ρ = 0,5 % Na mezi vzniku makrotrhliny σCLS εCLS.10-3 [MPa] [-]

2,5

3,0

3,5

4,0

Přetvoření v tažných vláknech J [10-3]

10

Tab. 4

Stress and strain of the

ρ = 1 % Po vzniku makrotrhliny σRes,max εRes,max.10-3 [MPa] [-]

Na mezi vzniku makrotrhliny σCLS εCLS.10-3 [MPa] [-]

Po vzniku makrotrhliny σRes,max εRes,max.10-3 [MPa] [-]

0,2

3,86

0,176

0,54

6,99

3,54

0,179

0,83

8,69

1

3,96

0,186

0,59

7,31

4,28

0,187

1,15

11,13

2

4,58

0,174

0,53

8,1

4,58

0,174

1,44

10,31

4

3,67

0,169

0,69

9,3

4,74

0,236

1,39

7,7

6

–

–

–

–

4,51

0,216

1,26

8,11

měnících se vlastností vzorku (zejména vlivem změny tuhos. ti vzorku po vzniku makrotrhliny) však rychlosti zatěžování εi variují i v rámci zvolených intervalů. Pro oblast před vznikem . makrotrhliny byla proto rychlost zatěžování εi,CLS stanovena na mezi vzniku makrotrhliny. Pro zatěžování po vzniku mak. rotrhliny byla rychlost zatěžování εi,Res stanovena jako střední hodnota rychlosti zatěžování v oblasti maximální reziduální odolnosti vzorku. . . Stanovené hodnoty rychlostí zatěžování εi,CLS a εi,Res pro jednotlivé zkoušené rychlosti nárůstu deformace νi jsou uvedeny v tab. 3. Z uvedených výsledků je také možné stanovit závislost napětí σfc,t v krajních tažených vláknech průřezu v závislosti na jejich tahových přetvořeních εfc,t. Příklady vyhodnocených závislostí jsou uvedeny na obr. 10. Z těchto závislostí byla následně extrahována napětí σfc,t,i v tahu za ohybu a tahová přetvoření εfc,t,i odpovídající odolnostem zkušebních vzorků na mezi vzniku makrotrhliny a maximálním reziduálním pevnostem po vzniku makrotrhliny (tab. 3). . Z hlediska vyhodnocení vlivu rychlosti zatěžování ε lze chování vláknobetonového kompozitu rozdělit na dvě základní oblasti. První oblast představuje chování materiálu do meze vzniku makrotrhliny, kdy vlákna nemají na chování prvku rozhodující vliv. V této oblasti lze pro běžné stupně vyztužení vlákny předpokládat chování materiálu obdobné jako u obyčejného betonu. Druhou oblastí je potom chování materiálu po vzniku makrotrhliny, kdy je odolnost vláknobetonu dána zejména odolností samotných vláken a chování prvku tak závisí hlavně na jejich vlastnostech. Hodnoty DIF na mezi vzniku makrotrhliny v tahu za ohybu . byly pro jednotlivé rychlosti zatěžování ε stanoveny na základě napětí uvedených v tab. 4. Hodnota průměrné statické pevnosti materiálu v tahu za ohybu (fctm,b) použitá pro stanovení DIF byla odvozena z výsledků experimentálních měření metodami regresní analýzy. Výsledky experimentů jsou shr78

nuty na obr. 11, kde jsou zároveň porovnány stanovené hodnoty DIF s teoretickými modely podle [1], [2] a [4]. Z výsledků zkoušek je patrné, že nárůst pevnosti vláknobetonu v tahu za ohybu nejlépe koresponduje pro obsah vláken 9 kg/m3 s výsledky Tedesca a Rosse [2] a pro obsah vláken 4,5 kg/m3 s výsledky Malvara a Rosse [1]. S ohledem na odezvu zkušebních těles (viz výše) a velký rozptyl výsledků pro obsah vláken 4,5 kg/m3 je však třeba konstatovat, že tento obsah vláken není pro konstrukční aplikace vláknobetonu příliš vhodný. Z obr. 11 je také patrné, že pro rychlosti zatěžová. ní ε mezi 1.10-5 až 5.10-4 se Model Code 1990 ukazuje jako nejkonzervativnější při porovnání s dalšími citovanými modely. Pro druhou oblast chování byly z výsledků experimentálních měření vyhodnoceny maximální reziduální pevnosti materiálu v tahu za ohybu po vzniku makrotrhliny. Z výsledků analýzy je patrný významný nárůst těchto reziduálních pev. ností v závislosti na rychlosti zatěžování ε. Faktor nárůstu pevností DIF nebyl pro reziduální pevnosti v tahu za ohybu vyčíslován z důvodu problematického určení základní vztažné (statické) hodnoty této pevnosti. Pro její stanovení je zapotřebí dalších měření, přičemž výsledky budou závislé na typu použitých vláken. Hodnoty maximálních reziduálních pevností v tahu za ohybu po vzniku makrotrhliny uvedené v tab. 4 jsou shrnuty na obr. 12. V obrázku jsou naznačeny trendy vývoje maximálních reziduálních pevností ma. teriálu v tahu za ohybu v závislosti na rychlosti zatěžování ε, z nichž je patrný zásadní vliv obsahu vláken. M O Ž N O S T I Z K R Á C E N Í D O B Y T R VÁ N Í Z K O U Š E K FRC

Z výsledků uskutečněného experimentálního programu vyplývá, že zkoušení tahových vlastností vláknobetonu je možné na základě znalosti DIF významně urychlit. K tomu je však . nutná znalost závislosti DIF na rychlosti zatěžování ε. Experimentální výzkum ukázal, že pro vláknobeton lze


❚

1/2012

VĚDA A VÝZKUM

1,8

1,4 1,2 1,0 0,8 9 kg/m3 4,5 kg/m3 Malvar&Ross Tedesco&Ross MC1990 1,0E-06

0,6 0,4

Faktor nárůstu pevnosti - DIF [-]

1,6

0,2 1,0E-04

1,0E-05

0,0 1,0E 03

Změna přetvoření v čase (strain rate) [-]

11

1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 1,0E-04

1,0E-05

Maximální reziduální pevnost v tahu za ohybu [MPa]

1,6

0,0 1,0E 03

Změna přetvoření v čase (strain rate) [-]

12

Obr. 10 Závislost velikosti tahových napětí σfc,t v krajních vláknech průřezu na jejich poměrné deformaci εfc,t pro různé rychlosti zatížení ν (ρ = 1 %) ❚ Fig. 10 Relationship between tensile stress in outermost fibre of the specimen and strain for various loading rates and ρ = 1 % Obr. 11 Porovnání hodnot DIF na mezi vzniku makrotrhliny s teoretickými modely ❚ Fig. 11 Comparision of DIF values before the crack propagation with theoretical models Obr. 12 Maximální reziduální pevnosti vláknobetonu v tahu za ohybu po vzniku makrotrhliny v závislosti na rychlosti zatěžování ❚ Fig. 12 Maximum residual strength of FRC after crack propagation depending on strain-rate

❚


do meze vzniku makrotrhliny s výhodou použít modely vytvořené pro obyčejný beton (např. podle [2]) s tím, že je nutné měřením stanovit základní statickou hodnotu pevnos. ti materiálu v tahu (pro ε = 1.10-6). V případě zkoušky čtyřbodovým ohybem to znamená provádět zkoušku do meze vzniku makrotrhliny rychlostí nárůstu deformace ν = 0,023 mm/min nebo použít pro získaný soubor měření postupy statistiky a regresní analýzy. Chování materiálu po vzniku makrotrhliny v závislosti . na rychlosti zatěžování ε není možné obecně definovat, protože úzce souvisí s vlastnostmi použitých vláken a s jejich prostorovým uspořádáním v materiálu. Na základě výsledků uskutečněného výzkumu lze konstatovat, že tato závislost bude obecně odlišná od závislosti před vznikem makrotrhliny a bude různá pro různé typy a obsahy vláken ve směsi. Z uvedených důvodů ji bude zřejmě nutné stanovit experimentálně a pro každý materiál zvlášť. Po stanovení této závislosti však lze při znalosti vlastností příslušné směsi účinně zkrátit dobu trvání zkoušek ohybem vláknobetonových těles. Na základě zkušeností s provedeným experimentálním programem je třeba upozornit na skutečnost, že se zvyšující . se rychlostí zatěžování ε (resp. rychlostí nárůstu deformace ν) roste v důsledku omezených technických možností zkušebního zařízení i nepřesnost měření. Tato nepřesnost dále roste se snižující se duktilitou zkoušeného materiálu. Z tohoto důvodu je vhodné omezit maximální rychlost deformace v závislosti na charakteristikách zkoušeného materiálu. Z ÁV Ě R

V článku byl představen způsob aplikace DIF pevnosti betonu na zkoušky vláknobetonových prvků. Na základě představeného experimentálního programu a jeho vyhodnocení bylo zjištěno, že s užitím DIF pevnosti betonu lze zkrátit dobu trvání zkoušek vláknobetonových prvků. Toto zkrácení je možné pouze na základě dostatečné znalosti materiálových a přetvárných vlastností příslušné betonové směsi. Praktické uplatnění výsledků je možné při typických zkouškách většího rozsahu, např. průmyslových podlah v rozsáhlém areálu apod. Článek byl zpracován v rámci řešení VZ 04 CEZ MSM 6840770005, grantového projektu ČVUT v Praze SGS10/137/OHK1/2T/11 a projektu č. 103/09/2071 GA ČR.

Literatura: [1] Malvar L. J., Ross C. A.: (1998) Review of strain rate effects for concrete in tension. ACI Mater J 1998; 95(6):735-9 [2] Tedesco J. W., Ross C. A.: (1998) Strain-rate-dependent constitutive equations for concrete. J Press Vessel Technol 1998; 120(4):398-405 [3] Millard S. G. & al.: (2010) Dynamic enhancement of blast resistant ultra high performance fiber-reinforced concrete under flexural and shear loading. International Journal of Impact Engineering, 37, 4, pp. 405–413 [4] Comite Euro-International du Beton (1993) CEB-FIP Model Code 1990. Thomas Telford, London, p. 462 [5] Murray Y. D.: (2007) User’s manual for LS-DYNA Concrete material model 159. U.S. Department of transportation – FHA, McLean, p. 78. [6] Drahorád M.: (2011) Analýza metodiky a poznatků experimentálního výzkumu charakteristik vláknobetonu, Disertační práce, Fakulta stavební ČVUT v Praze [7] Krátký J. et al.: (2009) Technické podmínky 1: Vláknobeton (FC) – Část 1, Českomoravský beton, a. s., Praha [8] Drahorád M., Krátký J.: (2011) Derivation of FRC stress-strain diagram from experimental measurement results, Fibre Conrete 2011, Fakulta Stavební ČVUT v Praze, Praha

Ing. Michal Drahorád, Ph.D. e-mail: [email protected] Ing. Marek Foglar, Ph.D. e-mail: [email protected] oba: Katedra betonových a zděných konstrukcí Fakulta stavební ČVUT v Praze

Ing. Stanislav Smiřinský e-mail: [email protected] Ing. Pavel Veselý e-mail: [email protected] oba: Betotech, s. r. o. Beroun 660, 266 01 Beroun tel.: 311 644 780 Text článku byl posouzen odborným lektorem.

1/2012

❚


79

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE

❚

STANDARDS • QUALITY • CERTIFICATION

K PROBLEMATICE URČOVÁNÍ PEVNOSTI BETONU V KONSTRUKCI Z RYCHLOSTI ŠÍŘENÍ ULTRAZVUKOVÉHO IMPULSU PODLE ČSN EN 13791 ❚ ON DETERMINATION OF CONSTRUCTION CONCRETE STRENGTH BASED ON ULTRASONIC PULSE VELOCITY ACCORDING TO ČSN EN 13791 ní křivky pro určení pevnosti betonu v konstrukci uvedené v ČSN EN 13791 resp. EN 13791.

Jiří Brožovský Ultrazvuková metoda je jednou z alternativ pro nedestruktivní zkoušení betonu, a to jak v konstrukci, tak i na zkušebních tělesech připravených zpravidla z jádrových vývrtů odebraných z konstrukce. Pomocí této metody lze zjišťovat pevnostní charakteristiky (pevnost v tlaku) i dynamický modul pružnosti betonu. V článku je uvedena analýza základního vztahu z ČSN EN 13791 pro určení pevnosti betonu v tlaku z rychlosti šíření ultrazvukového impulsu. Matematické vyjádření tohoto vztahu je chybné, v prvním členu tohoto vztahu má být správně druhá mocnina rychlosti šíření ultrazvukového impulsu. Vlastní základní vztah je scestný, neodpovídá realitě ani bohatým poznatkům ze zjišťování pevnosti betonu ze zkoušení ultrazvukovou impulsovou metodou. V případě, že by byla pevnost betonu v tlaku zjišťována z rychlosti šíření ultrazvukového impulsu, je vhodné použití směrného kalibračního vztahu ČSN 73 1371:2011 a provést následné upřesnění pevností postupem uvedeným v této normě. ❚ The ultrasonic pulse method is one of options as to concrete non-destructive testing; it can be used on constructions as well as on test specimens as prepared – in principle – from cores taken from construction. This method is applicable to detection of both strength parameter (i.e. compression strength) and dynamic modulus of elasticity. This paper analyzes primary formula of ČSN EN 13791 designed for determination of concrete strength based on ultrasonic pulse velocity. However, this mathematical formula is wrong because the first term is to be square of ultrasonic pulse velocity. The basic formula on its own is far off reality; it mismatches

PŘEHLED NOREM SOUVISEJÍCÍCH SE Z J I Š Ť O VÁ N Í M P E V N O S T I B E T O N U V K O N S T R U K C I U LT R A Z V U K O V O U I M P U L S O V O U M E T O D O U

V současné době pro zkoušení betonu a stanovení jeho parametrů existuje souběh evropských a národních norem. V systému českých technických norem pro zkoušení ultrazvukovou impulsovou metodou jsou zahrnuty tyto evropské normy: • ČSN EN 13791:2007 „Posuzování pevnosti betonu v tlaku v konstrukcích a v prefabrikovaných betonových dílcích“, • ČSN EN 12504-1:2009 „Zkoušení betonu v konstrukcích – Část 1: Vývrty – Odběr, vyšetření a zkoušení v tlaku“, • ČSN EN 12504-4:2005 „Zkoušení betonu – Část 4: Stanovení rychlosti šíření ultrazvukového impulsu”. K uvedeným evropským normám zahrnuje systém českých technických norem i platné národní technické normy: • ČSN 73 2011:1988 „Nedeštruktívne skúšanie betónových konštrukcií” (určená ve smyslu NV 163/2002 Sb.), • ČSN 73 1371:2011 „Nedestruktivní zkoušení betonu – Ultrazvuková impulzová metoda zkoušení betonu“, • ČSN 73 1370:2011 „Nedestruktivní zkoušení betonu – Společná ustanovení“.

comprehensive experience in determination on concrete strength pursuant to testing using ultrasonic pulse method. In case that concrete strength is determined based on ultrasonic pulse velocity, it would be appropriate to use indicative calibration correlation according to ČSN 73 1371:2011 followed by correction of strength values through procedure as mentioned in this Standard.

Ultrazvuková metoda je jednou z alternativ pro nedestruktivní zkoušení betonu, a to jak v konstrukci, tak i na zkušebních tělesech připravených zpravidla z jádrových vývrtů odebraných z konstrukce. Pomocí této metody lze zjišťovat pevnostní charakteristiky (pevnost v tlaku) i dynamický modul pružnosti betonu. Ve stavební praxi však zdaleka nedoznala takového využití jako tvrdoměrné metody. Důvodů je několik – finančně nákladné zkušební zařízení, limitované použití při zkouškách na konstrukci při přímém prozvučování, vlivy složek betonu a vlhkosti na výsledky měření, a tudíž problematické zpracování univerzálního (obecného = základního) kalibračního vztahu pro stanovení pevnosti betonu z rychlostí šíření ultrazvukového impulsu. Pro nedestruktivní zkoušení betonu byly do systému českých technických norem převzaty i evropské normy pro zkoušení ultrazvukovou impulsovou metodou. V současné době platí pro zkoušení betonu ultrazvukovou impulsovou metodou evropská norma ČSN EN 12504-4; nově vydaná česká technická norma ČSN 73 1371 s účinností od 1. října 2011. V článku je provedeno zhodnocení využitelnosti základ80

P O D S TATA M E T O D Y A Z Á K L A D N Í FA K T O RY OVLIVŇUJÍCÍ VÝSLEDKY MĚŘENÍ U LT R A Z V U K O V O U I M P U L S O V O U M E T O D O U

Podstata ultrazvukové impulsové metody spočívá ve vysílání opakovaných ultrazvukových impulsů budičem do materiálu a následném snímání impulsů prošlých vyšetřovaným materiálem. Sleduje se doba průchodu jeho čela od budiče do snímače, tedy čas potřebný k překonání určité vzdálenosti. Z doby průchodu ultrazvukových impulsů a známé dráhy se vypočítá rychlost ultrazvukového impulsu. Rychlost šíření ultrazvukového impulsu se vypočítá dle vztahu (1) (označení veličin převzato z ČSN EN 12504-4): V"

L T

,

(1)

kde V je rychlost šíření ultrazvukového impulsu [km/s], L délka měřící základny [mm] a T čas, který uplyne při průběhu impulsu měřící základnou [μs]. Měření lze provádět čtyřmi způsoby umístění sond: • přímé prozvučování (protilehlá poloha sond – sondy jsou umístěny proti sobě), • polopřímé prozvučování (sondy jsou sice umístěny na protilehlých stranách vzorku či konstrukce, ale ne přímo proti sobě), • šikmé prozvučování (sondy jsou umístěny přes roh), • nepřímé prozvučování (obě sondy se nachází na stejné straně zkoušené konstrukce vzorku). Výsledky měření ultrazvukovou impulsovou metodou jsou


❚

1/2012

❚


ovlivňovány řadou faktorů, např. vlhkostí materiálu, rozměrem vzorku, vlastní frekvencí budiče, prostředky akustické vazby, komponenty materiálu a vadami ve struktuře. OBLAST VYUŽITÍ JEDNOTLIVÝCH NOREM PRO Z J I Š Ť O VA N Í P E V N O S T I B E T O N U V K O N S T R U K C I

Výsledkem měření ultrazvukovou impulsovou metodou je rychlost šíření ultrazvukového impulsu. (Tento termín je převzat z názvu ČSN EN 12504–4, i když v textu normy jsou využívány i termíny rychlost šíření impulsu, rychlost impulsu pro stejný anglický termín ultrasonic pulse velicity). Výpočtem při znalosti rychlosti šíření impulsu a objemové hmotnosti betonu lze stanovit dynamický modul pružnosti betonu; v případě, že existuje kalibrační vztah, lze z rychlosti šíření impulsu stanovit i pevnost betonu v tlaku. ČSN EN 12504-4 „Zkoušení betonu – Část 4: Stanovení rychlosti šíření ultrazvukového impulsu” Tato norma kodifikuje postupy pro využití ultrazvukové impulsové metody ke zjišťování rychlosti šíření ultrazvukového impulsu v betonu. Stanovuje požadavky na zkušební zařízení, zkušební postupy včetně přehledu faktorů, které je třeba zohlednit při měření, aby bylo možno zajistit reprodukovatelnost výsledků. Uvádí postup pro zpracování výsledků měření. V příloze A je popsán postup měření při nepřímém (povrchovém) prozvučování. V příloze B jsou okomentovány faktory ovlivňující rychlost šíření ultrazvukového impulsu v betonu, konkrétně jsou zde uvedeny tyto faktory – vlhkost, teplota betonu, měřící základna, tvar a velikost těles, vliv výztužné oceli, trhlin a dutin v betonu. Příloha C uvádí postup pro zpracování vztahu mezi rychlostí šíření ultrazvukového impulsu a pevností. ČSN 73 1371 „Nedestruktivní zkoušení betonu – Ultrazvuková impulzová metoda zkoušení betonu” Nahrazuje od 1. října 2011 ČSN 73 1371 Ultrazvuková impulzová metóda skúšania betónu vydanou v roce 1982. Uvedená norma kodifikuje požadavky na zkušební zařízení a uvádí postupy měření. Podrobně se zabývá stanovením rychlosti šíření ultrazvukového impulsu s ohledem na rozměrnost prostředí, stanovením vlastností betonu (dynamického modulu pružnosti betonu v tlaku nebo v tahu, pevností betonu v tlaku) a také využitím ultrazvukové impulsové metody pro zjišťování narušení betonu. Pro určení pevnosti betonu v tlaku z rychlosti šíření ultrazvukového impulsu je uváděn jednak postup pro zpracování kalibračních vztahů a jednak postup pro zpřesnění obecného a směrného kalibračního vtahu. Upřesněnou pevnost betonu v tlaku (dle ČSN 73 1370) lze stanovit dle úzkého určujícího nebo širokého určujícího kalibračního vztahu, anebo podle obecného kalibračního vztahu, resp. směrného kalibračního vztahu upřesněného součinitelem α. Norma neuvádí konkrétní obecný (základní) kalibrační vztah, pouze pod čarou je uvedeno, že jako směrný kalibrační vztah lze použít např. vztah (2): fbe = 9,9v2L3 – 56vL3 + 87,3 ,

(2)

kde vL3 je impulzová rychlost UZ podélných vln v trojrozměrném prostředí [km/s] a fbe pevnost betonu v tlaku s nezaručenou přesností [MPa]. 1/2012

❚


Kromě pevnosti betonu je dalším parametrem i jeho modul pružnosti. Z nedestruktivních zkoušek lze získat tzv. dynamický modul pružnosti; dynamický modul pružnosti v tlaku – tahu Ecu se vypočítá dle vztahu (3): E cu " W v L2

1 k2

,

(3)

kde ρ je objemová hmotnost betonu [kg/m3], vL impulzová rychlost podélného UZ vlnění [km/s] a k součinitel rozměrnosti prostředí. ČSN EN 13791 „Posuzování pevnosti betonu v tlaku v konstrukcích a v prefabrikovaných betonových dílcích“ Při využití ultrazvukové impulsové metody pro posuzování charakteristické pevnosti betonu v tlaku je nezbytné provádět upřesnění výsledků nedestruktivních zkoušek po kalibraci se zkouškami vývrtů. V případě využití ultrazvukové impulsové metody odkazuje se na zkušební zařízení, postupy a vyjádření výsledků uvedené v ČSN EN 12504-1 – odběr a zkoušení vývrtů a ČSN EN 12504-4 pro měření rychlosti šíření ultrazvukového impulsu. Základní křivka je v ČSN EN 13791 vyjádřena vztahem (4) pro výpočet pevnosti betonu fv z rychlosti šíření ultrazvukového impulsu v: fv = 62,5v – 497,5v + 990 4 ≤ v ≤ 4,8 ,

(4)

kde fv je počáteční hodnota pevnosti betonu v tlaku v konstrukci získaná ze základní křivky pro rychlost šíření ultrazvukového impulsu [MPa] a v výsledek zkoušky rychlosti šíření ultrazvukového impulsu [km/s]. Uvedený vztah je použitelný pouze v případě, kdy je prováděno upřesnění/kalibrace výsledků nedestruktivních zkoušek pomocí destruktivních zkoušek na odebraných jádrových vývrtech; platnost tímto způsobem upřesněné křivky je limitována zjištěnými hodnotami rychlosti šíření ultrazvukového impulsu – hodnoty rychlosti šíření ultrazvukového impulsu mohou být ±0,05 km/s mimo rozsah, pro který byla základní křivka upřesněna. Pro uvedenou základní křivku (4) není specifikována určovaná pevnost, tj. zda se jedná o krychelnou či válcovou. PEVNOSTI BETONU V TLAKU ZE Z Á K L A D N Í K Ř I V K Y P R O RY C H L O S T Š Í Ř E N Í U LT R A Z V U K O V É H O I M P U L S U V Č S N E N 1 3 7 9 1

Matematické vyjádření základní křivky Nejdříve je třeba uvést správné matematické vyjádření základní křivky. V české verzi EN 13791 je uvedena základní křivka pro výpočet pevnosti v tlaku z rychlosti šíření ultrazvukového impulsu ve tvaru (4): fv = 62,5v – 497,5v + 990 ,

(4)

správně však má mít základní křivka matematický tvar vyjádřený vztahem (5), tento odpovídá grafickému znázornění základní křivky v normě (obr. 3 v ČSN EN 13791) fv = 62,5v2 – 497,5v + 990 .

(5)

Na obr. 1 je graficky znázorněn průběh základních křivek pro výpočet pevnosti betonu v tlaku z rychlosti šíření ultrazvukového impulsu dle matematických vztahů (5) a (4) – česká verze ČSN EN 13791. Z uvedeného je zřejmé, že opomenutí druhé mocniny rych-


81

❚



200

Pevnost betonu v tlaku fv [MPa]

0 4,0

4,1

4,2

4,3

4,4

4,5

4,6

4,7

4,8

-200 -400 -600 -800 -1000

2 -1200 Rychlost šíření ultrazvukového impulsu v [km/s] ČSN EN 13791

1

EN 13791

Tab. 1 Informativní hodnocení kvality betonu dle rychlosti šíření ultrazvukového impulsu [2] ❚ Tab. 1 Informative assessment of concrete quality based on ultrasonic pulse velocity [2]

Rychlost šíření ultrazvukového impulsu [km/s] <2 2 až 3 3,1 až 3,5 3,5 až 4,5 > 4,5

Kvalita betonu

Obr. 2 Průběh rychlosti šíření ultrazvukového impulsu během tuhnutí a tvrdnutí betonu (převzato z [3]) ❚ Fig. 2 Course of ultrasonic pulse velocity during concrete setting/hardening (see Lit. [3]) Obr. 3 Porovnání vztahů pro výpočet pevnosti betonu v tlaku z rychlosti šíření ultrazvukového impulsu z literatury (6) až (10) a ČSN 73 1371 (2) se základním vztahem z EN 13791 (5) ❚ Fig. 3 Comparison of basic curves serving for concrete strength calculation based on ultrasonic pulse velocity using formulae (6 to 10) from literature and ČSN 73 1371 (2) with basic curve of EN 13791 (5)

velmi špatná špatná neuspokojivá dobrá vynikající

losti šíření ultrazvukového impulsu v prvním členu vztahu (4) uvedeného v české verzi EN 13791 má za následek, že při výpočtu pevnosti jsou získány záporné, tj. nesmyslné hodnoty pevnosti betonu. Z tohoto důvodu je uvedený vztah nepoužitelný. Je spodivem, že taková zásadní chyba je obsažena v české technické normě. Rozsah využití základní křivky V normě je uvedeno, že uvedená křivka je využitelná pro betony, v nichž se rychlost šíření ultrazvukového impulsu pohybuje v rozmezí 4 až 4,8 km/s. Při výpočtu pevnosti dle tohoto základního vztahu ve správném matematickém tvaru (5) zjistíme, že pevnosti se pohybují od 0 MPa (v = 4 km/s) do 42 MPa (v = 4,8 km/s). K tomuto jsou stručně uvedeny následující poznatky. V literatuře [2] je uváděno informativní hodnocení kvality betonu dle rychlosti šíření ultrazvukového impulsu (tab. 1). Z uvedeného informativního hodnocení kvality betonu podle rychlosti šíření ultrazvukového impulsu je zřejmé, že v betonech s pevností vyšší než nula je rychlost šíření ultrazvukového impulsu menší než 4 km/s, tj. menší než uvedená spodní hranice základní křivky (5). Pro ilustraci je z literatury [3] uveden průběh změny rychlosti šíření ultrazvukového impulsu v čerstvém betonu do jeho zatvrdnutí (obr. 2). Z grafu je zřejmé, že beton ve fázi tuhnutí, tj. když je jeho pevnost 0 (nula) MPa, není rychlost šíření ultrazvukového impulsu nulová, jak vychází ze základní křivky v EN 13791. Porovnání základní křivky z EN 13791 s kalibračními vztahy z literatury Jsou porovnávány vybrané vztahy z literatury [4] až [10] a autora [1] pro určení pevnosti betonu v tlaku z rychlosti šíření ultrazvukového impulsu se základní křivkou z EN 13791 (obr. 3). 82

Obr. 1 Porovnání základních vztahů pro výpočet pevnosti betonu v tlaku z rychlosti šíření ultrazvukového impulsu dle matematických vztahů (5) a (4) – česká verze ČSN EN 13791 ❚ Fig. 1 Comparison of basic curves serving for concrete strength calculation based on ultrasonic pulse velocity using formulae (5) and (4) according to Czech version of EN 13791

• Směrný kalibrační vztah z ČSN 73 1371:

fbe = 9,9v2L3 – 56vL3 + 87,3 ,

(2)

kde 3,2 ≤ v L3 ≤ 5,1; v [4] je uváděn jako obecný kalibrační vztah odvozený ze zkoušek krychlí s délkou hrany 200 mm, • Galan 1984 [4]:

fbe = 9,6601v2L3 – 54,0228vL3 + 87,3 ,

(6)

kde 3,2 ≤ v L3 ≤ 5,1 je obecný kalibrační vztah odvozený ze zkoušek krychlí s délkou hrany 150 mm, • Qasrawi 2000 [5]:

fc = 36,72v – 129,077; kde 6 ≤ fc ≤ 42

(7)

• Teodoru 1988 [6]:

fc = 0,00121e2,30V ; kde 4 ≤ fc ≤ 80

(8)

• Soshiroda a Voraputhaporn 1999 [7]:

fc28 = 54,18v – 206,27; kde 20 ≤ fc ≤ 65

(9)

• Brožovský [1]:

fc = 0,0066v5,7523 ; kde 3,6 ≤ v ≤ 4,7 (10) Z porovnání základní křivky pro výpočet pevnosti betonu v tlaku z rychlosti šíření ultrazvukového impulsu uvedené v EN 13791 se vztahy z odborné literatury vyplývá, že základní křivka z EN 13791 je scestná, a to především z těchto důvodů: • ztvrdlý beton nemá pevnost v tlaku 0 MPa, • spodní hranice základní křivky 4 km/s odporuje reálným hodnotám rychlosti šíření ultrazvukového impulsu zjišťovaným na cementových betonech; u betonů nižších pevností je rychlost šíření ultrazvukového impulsu pod spodní hranicí základní křivky 4 km/s, a tudíž nelze z uvedené základní křivky vypočítat příslušnou pevnost betonu v tlaku (obr. 3),


❚

1/2012

❚


80

Pevnost betonu v tlaku [MPa]

70 60 50 40 30 20 10 0 3

3,2 3,4 3,6 3,8

4

4,2 4,4 4,6 4,8

5

5,2

Rychlost šíření ultrazvukového impulsu [km/s] EN 13791

ČSN 73 1371 (a = 200 mm)

Galan [4] a = 150 mm

Qasrawi

Teodoru

Soshiroda a Voraputhaporn

Brožovský 3

• norma EN 13791 předpokládá upřesnění výsledků nede-

struktivních zkoušek s využitím výsledků zkoušek válcových zkušebních těles upravených z jádrových vývrtů odebraných z konstrukce – viz postup uvedený v čl. 8.3.3. Uvedený postup řeší upřesnění pevností betonu v tlaku z nedestruktivních zkoušek, ale v rozsahu daném platností příslušné základní křivky, v daném případě křivky vyjadřující vztah mezi rychlostí šíření ultrazvukového impulsu a pevností betonu v tlaku, kde je dán rozsah platnosti v mezích intervalu 4 až 4,8 km/s. Z ÁV Ě R

Na základě provedené analýzy základní křivky pro určení pevnosti betonu v tlaku z rychlosti šíření ultrazvukového impulsu uvedené v ČSN EN 13791 lze konstatovat: Matematické vyjádření základní křivky uvedené v ČSN EN 13791 je nesprávné. V případě využití postupu pro hodnocení pevnosti betonu v tlaku dle ČSN EN 13791 je třeba využívat základní křivku ve tvaru fv = 62,5v2 – 497,5v + 990. Základní křivka uvedená v ČSN EN 13791 pro určení pevnosti betonu v tlaku z rychlosti šíření ultrazvukového impulsu je nesmyslná a neodpovídá realitě. Kromě toho není rozlišován typ pevnosti v tlaku – krychelná, válcová. Z těchto důvodů není vhodná pro praktické použití. V případě, že by byla pevnost betonu v tlaku zjišťována z rychlosti šíření ultrazvukového impulsu, je vhodné použití vztahu (2) fbe = 9,9v2L3 – 56vL3 + 87,3 z ČSN 73 1371, i když vyjadřuje vztah mezi rychlostí šíření ultrazvukového impulsu a krychelnou pevností na krychlích s délkou hrany 200 mm. Obecný kalibrační vztah (6), zpracovaný Galanem [4] a vyjadřující vztah mezi rychlostí šíření ultrazvukového impulsu a krychelnou pevností na krychlích s délkou hrany 150 mm je totožný se vztahem (2) – viz obr. 3. Výrazně širší uplatnění má ultrazvuková impulsová meto1/2012

❚

STANDARDS • QUALITY • CERTIFICATION Literatura: [1] Drochytka R. a kol.: Progresivní stavební materiály s využitím druhotných surovin a jejich vliv na životnost konstrukcí, VUT v Brně, Závěrečná roční zpráva projektu MSM 0021630511, Brno, 2010. Brožovský J. Dílčí téma 3. [2] Whitehurst E. A.: Evaluation of Concrete Properties from Sonic Tests, ACI Monograph No. 2, ACT, Detroit, MI 1966 [3] Mikulić D., Sekulić D., Štirmer N., Bjegović D.: Application of ultrasonic methods for early age concrete characterisation In GRUM, J. Application of Contemporary Non-Destructive Testing in Engineering – The 8th Inter. Conf. of The Slovenian Society for Non-Destructive Testing. 1st ed. Ljubljana: The Slovenian Society for Non-Destructive Testing, 2005, pp. 99–108, ISBN 961-90610-5-5 [4] Galan A.: Kombinované ultrazvukové metódy skúšania betónu, Veda, Bratislava 1984, 150 s. [5] Qasrawi H. Y.: 2000, “Concrete strength by combined nondestructive methods simply and reliably predicted”, Cement and Concrete Research, n. 30, January , pp. 739–746 [6] Teodoru G. V.: 1988, “The Use of Simultaneous Nondestructive Tests to Predict the Compressive Strength of Concrete”, Nondestructive Testing, Special Publication SP–112, American Concrete Institute, Detroit, pp. 137–152 [7] Soshiroda T., Voraputhaporn K.: 1999, “Recommended method for earlier inspection of concrete quality by non-destructive testing”, Concrete durability and repair technology, September, Dundee, pp. 259–264 [8] Brožovský J.: Nedestruktivní zkoušení betonu odrazovými tvrdoměry v konstrukci podle evropských norem a českých technických norem. Beton TKS 6/2010, str. 40-45, ISSN 1213-3116 [9] ČSN EN 13791 Posuzování pevnosti betonu v tlaku v konstrukcích a v prefabrikovaných betonových dílcích [10] ČSN EN 12504-1 Zkoušení betonu v konstrukcích – Část 1: Vývrty – Odběr, vyšetření a zkoušení v tlaku [11] ČSN EN 12504-4 Zkoušení betonu – Část 4: Stanovení rychlosti šíření ultrazvukového impulsu [12] ČSN 73 1371:2011 Nedestruktivní zkoušení betonu – Ultrazvuková impulzová metoda zkoušení betonu [13] ČSN 73 1370:2011 Nedestruktivní zkoušení betonu – Společná ustanovení [14] ČSN 73 1380 Zkoušení odolnosti betonu proti zmrazování a rozmrazování – Porušení vnitřní struktury [15] ČSN 73 2011 Nedeštruktívne skúšanie betónových konštrukcií

da jednak při hodnocení trvanlivostních parametrů betonu (zkoušení odolnosti betonu proti zmrazování a rozmrazování, zjišťování korozní odolnosti betonu) a jednak při zjišťování dynamického modulu pružnosti betonu. Článek byl vytvořen za podpory záměru VVZ MSM 0021630511 Progresivní stavební materiály s využitím druhotných surovin a jejich vliv na životnost konstrukcí. Doc. Ing. Jiří Brožovský, CSc. Ústav technologie stavebních hmot a dílců Fakulta stavební VUT v Brně e-mail: [email protected] tel.: 541 147 513, 777 347 082 Text článku byl posouzen odbornými lektory.


83

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

ARCH FOR PEOPLE V září 2011 proběhl v Praze festival s názvem „Arch for people“ (AFP), který se snažil v duchu svého názvu přiblížit architekturu laické veřejnosti a ukázat z různých pohledů, že spolupráce s architektem může být docela prospěšná jak veřejné sféře, tak soukromým stavebníkům. Nosným materiálem prvního ročníku festivalu byl beton [1]. Součástí festivalu byla konference o užití betonu v architektuře. Při této příležitosti se Mária Pošteková zeptala několika přednášejících architektů na jejich názor na tento v zahraničí uznávaný, u nás naopak poněkud s rozpaky přijímaný stavební materiál a na jejich zkušenosti s ním. Ing. arch. Ondřej Hoffmeister, ateliér Projektil architekti Jaký je váš vztah k betonu? Beton je materiál, který je nenahraditelný. Jeho vlastnosti se neustále objevují. Mám rád jeho povrch. Kolik procentuálně navrhujete různých projektů s použitím betonu, dá-li se to stanovit? Velmi záleží na typologii. Procentuálně to nedokážu odhadnout, ale beton většinou používáme na veřejné novostavby. Vždy si ale položíme otázku, zda se na daný projekt beton hodí či nikoli. Proč lidé nemají beton rádi? Lidé jsou zvyklí mít materiály krásné, nové, hladké, omyvatelné, čisté, sterilní, dokonalé. Jdou na imitace dřeva, falešné materiály. Někdo si na beton nezvykne a je to škoda. Prozradíte nám svou oblíbenou stavbu? Když jsem byl v Kodani, velice mne zaujala bytovka ze sila (http://www.bydleni-iq.cz/inspirace-pro-bydleni/rekonstrukce/prestavba-sila-v-kodani). Hodně se mi líbí stavby ve Švýcarsku, např. od Atelieru 5. Zde je možné vidět exkluzivní zapojení betonu. Existuje nějaký architekt, který je vaším vzorem? Mám rád paní Šrámkovou, u které jsem chvíli studoval, Josefa Pleskota pro tu pravdivost, Ivana Kroupu, těch lidí je docela dost. Ze zahraničí jsou to architekti především ze Švýcarska, konkrétně z Atelieru 5. Líbí se mi věci od Plot Architects, nebo Pierre Kingels – Atelier Big. Zajímavý je také Jørn Utzon – kostel, bytový koncept. Dozvěděl jste se zde něco přínosného? Byl jsem rád za prezentace povrchových úprav. To jsem si úplně nedokázal představit, jak to funguje technicky. Je něco, co vám překáží v tvorbě, co vám vadí? Tepelně technické normy. V tepelně technických normách nám vadí, že se nekontroluje jen celek, ale hledají se detaily. Lákají nás tepelně izolační betony. Myslíte si, že je česká architektura v krizi? Nemyslím si, ale máme problém, který se řeší na úrovni komory. Je to problematika soutěže, soutěže na základě nejnižších cen, ne na základě kvality. Hlavně způsob zadávání zakázek. Ing. arch. Antonín Novák, arch. ateliér D.R.N.H. Jaký je váš vztah k betonu? Žádný. Stejný jako ke každému jinému materiálu, který má svoje vlastnosti. Myslíte si, že má beton budoucnost? Samozřejmě. V současné době se vyskytují určité pochybnosti o jeho budoucnosti. Existují však věci, které ze dřeva ani oceli nepostavíte. Velkou výhodou je jeho nezničitelnost. 84

Z ekologického hlediska je nejjednodušší opravovat domy, které již stojí a dál je využívat. V Japonsku se hodně využívá pohledový beton. Slyšela jsem, že je tam kvalitnější než u nás. Je ta kvalita tolik rozdílná? Ne, závisí na stavební firmě a na tom, jak se kontroluje kvalita. Také samozřejmě na tom, zda máte dost peněz. Je výrazně jiná cena za pohledový beton a výrazně jiná za normální beton. To je samozřejmé. A je zakázaný barevný beton? Jsou nějaké problémy. Je potíž s normami vůči bílému cementu a vlastně těm pigmentům. U nás to akorát můžete dodatečně napenetrovat s nějakou příměsí pigmentu. Myslíte si, že je česká architektura v krizi? To si myslím určitě, protože vinou komory se zaspala příležitost etablovat architektonické soutěže jako běžnou součást investičního procesu a v současné době, kdy Česká republika je příjemcem evropských dotací, prakticky téměř žádná z těch dotací nejde přes architektonické soutěže a to je obrovská chyba a škoda. Nacházíte čas na tvorbu? Musíte více dělat stavbařské věci než ty tvůrčí? Kolik procent je architektonická část a kolik procent je technická? Nevím. Záleží na každém architektovi, jak si to dokáže zorganizovat. Já to moc neumím. Vlastně musím konstatovat, že moc netvořím, nekreslím, neskicuji. Mám tým lidí, který mi rozumí, když chci něco sdělit, tak to jsou oni, kdo mou myšlenku přenesou na papír. Zabýváte se ve své práci otázkou genia loci, nebo na to není čas? Ovlivnil vás nějak Christian NorbergSchulz a fenomenologie? Pro nás je to základní východisko. Já to přičítám tomu, že jsem vyrůstal na vesnici a pro mě i pro kolegy je to základní východisko celého konceptu. Schulze jsem začal číst, ale nedostal jsem se ani na třetí stránku, protože jsem to nepotřeboval. Ten architekt je kultivátor prostředí. Davide Zampini, CEMEX Czech Republic Co si jako první vybavíte, když před vámi zmíním slovo „beton“? Ačkoli se ke stavebním konstrukcím velmi často používá právě beton, dá se říct, že mu vlastně nikdo pořádně nerozumí. Například po chemické stránce je to velmi složitý materiál, o jehož skladbě a o interakcích probíhajících mezi jednotlivými složkami toho moc nevíme. Beton se jako materiál dá využít k nejrůznějším účelům, momentálně je však vnímán hlavně jako komodita. Beton je odolný, pevný a bezpečný, zároveň ale přispívá k udržitelnému rozvoji. Můžete mu dát jakýkoli tvar, ale beton zůstane vždy krásný. Až se nám jednou opravdu podaří odkrýt jeho betonové tajemství, získáme skutečně designový materiál, jehož nynější vlastnosti budou ještě více ceněné. Máte nějakou oblíbenou budovu nebo přímo architektonický styl? Například Římané byli skvělí stavitelé a mistři ve využívání betonu. Vždyť oni už v prvním století našeho letopočtu pracovali s betonem mnohem déle, než my nyní pracujeme třeba s portlandským cementem! Římané měli speciální pravidla a smlouvy na výrobu a celkové využití betonu. Uvědomovali si například, že nadměrné množství vody oslabuje jeho pevnost a výdrž. Dokonce zavedli normy, které určovaly po-


❚

1/2012

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

volené množství vody při jeho výrobě. Kvalitu jejich betonu dokazuje i to, že kolem nás pořád ještě stojí římské památky. Jaký je váš názor na českou architekturu? Myslíte, že se Česká republika od ostatních států výrazně liší? Díky tomu, co jsem zahlédl během konference, si myslím, že Česká republika rozhodně nemá co závidět jiným zemím. Naopak, zdejší design má vysokou úroveň, která na mě udělala dojem. Stejně tak i skladba použitých materiálů a elegantní, ale zároveň vášnivá kreativita. Co se týče betonu, myslím, že se tu dá najít spousta zajímavé práce. Jutta Telivuo, Graphic Concrete , Finsko Co si jako první vybavíte, když před vámi zmíním slovo „beton“? Grafický beton, což je samozřejmě zdroj mé práce. Snažím se betonové stavby zkrášlovat a zároveň beton co nejvíce ukazovat. Jaká je vaše oblíbená stavba nebo architektonický styl? Pro mne, jako pro architektku jsou všechna období určitým způsobem zajímavá. Domnívám se, že každé období nabízí inspiraci. Velmi se mi líbí 70. léta (a pozdější období), což jsou betonové kostely (např. Tapiola Church v Espoo) a další otevřené prostory, kde můžete cítit vůni betonu. Krajinná architektura zahrnuje mnoho míst tvořených betonovou plochou, které pro mne představují dokonalý prostorový zážitek. Co si myslíte o české architektuře? Cítíte velký rozdíl mezi Českou republikou a jinými zeměmi? Samozřejmě jsem navštívila starou Prahu, která je jak architektonickou, tak i kulturní perlou. Z nové architektury na mne udělala dojem Národní technická knihovna v Dejvicích. Velice se mi líbil exteriér – fasádní systém je opravdu sofistikovaný. Bohužel jsem při návštěvě Prahy neměla mnoho volného času, a tak jsem neviděla slavný Tančící dům, což mne mrzí. Mám tedy o důvod víc navštívit Prahu ještě jednou. Rozhovory vedla Mária Pošteková, PRAM Consulting, s. r. o.

1a

1b

VÝSLEDKY SOUTĚŽE

V předchozím článku [1] jsme Vás seznámili s programem úvodního týdne festivalu. Jeho součástí bylo i uvedení přihlášených mladých architektů do podmínek architektonické soutěže na návrh osady rodinných domů pro lokalitu Masarykova čtvrť v pražské Tróji. První část soutěže proběhla formou workshopu pod vedením světoznámého španělského architekta Felipe Artengo Rufina z ateliéru AMP arquitectos. Ve druhé části byli vybraní účastníci (týmy) soutěže vyzváni, aby během následujících několika týdnů individuálně dopracovali své projekty pro závěrečné hodnocení. Porota zasedala 14. listopadu 2011 na Stavební fakultě ČVUT v Praze a vyhlášení konečných výsledků se konalo 28. listopadu 2011 na stejném místě. Porota soutěže vyhodnotila projekty následovně: • Čestná uznání za návrh betonového rodinného domu získaly projekty týmu č. 15 Petry Sopouškové a týmu č. 11 Adély Chroboczkové, Nely Gottvaldové a Michala Hýla, všichni z FA VUT v Brně.

Obr. 1 Společný návrh Radky Ježkové, Anny Podroužkové a Martina Duby z FUA TUL získal 3. cenu v soutěži

1/2012

❚

1c

1d


85

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

2b

2a

2d

2c

• Čestné uznání za urbanistickou koncepci lokality Ma-

Literatura: [1] Čermák M.: Arch for People 2011, Beton TKS 5/2011, str. 84–87 [2] Program festivalu Arch for People, www.earch.cz

Obr. 2 Společný návrh Janici Šipulové z FA VUT v Brně a Martina Sládka z FA ČVUT v Praze získal 2. cenu v soutěži Obr. 3 Návrh Lucie Najvarové z FA VUT v Brně se stal vítězem soutěže

86

sarykova čtvrť – urbanistický plán „DHG“ získal tým č. 21, Janica Šipulová (FA VUT v Brně) a Martin Sládek (FA ČVUT v Praze) a skupina „Jezevci“, Lucie Najvarová (FA VUT v Brně), Tomáš Durdis (FA ČVUT v Praze), Robert Bakyta a Matúš Grega-Jakub (StF STU v Bratislavě), Radek Toman a Tomáš Madro (FA VUT v Brně). • 3. cenu v soutěži za návrh betonového rodinného domu získal tým č. 16, Radka Ježková, Anna Podroužková a Martin Duba z FUA TUL (Fakulty umění a architektury Technické univerzity Liberec) (obr. 1). Názor poroty: Radikální a silný názor na kondenzování zástavby do jednostranně orientovaného hřebínku přináší příjemné napětí mezi intenzivně zastavěným severním okrajem pozemku a volným prostorem zahrad pod touto průlinčitou hradbou. Vtipné umístění garáží přes ulici naproti domům. Vlastní dispozice pracující s raumplanem těží z úzké vazby na terén. Perforace fasád poněkud opomíjí hlavní – jižní výhledovou stranu a ložnici u vstupu. (Petr Burian) Líbí se mi, jak se projekt drží přírodního charakteru trojského území. Linie domů je pojata jako na typické vesnici – domy tvoří přirozenou bariéru s krajinou. (Felipe Artengo Rufino) • 2. cena byla udělena týmu č. 21, Janica Šipulová z FA VUT v Brně a Martin Sládek z FA ČVUT v Praze (obr. 2). Názor poroty: Seskupení a koncentrace zástavby na obě východo-západní komunikace příznivým způsobem uvol-


❚

1/2012

AKTUALITY

ňuje zbylé části pozemku. Vzniká tak zajímavé napětí mezi komunitní, uliční, sousedskou částí a volnými zahradami. Otázka je, zda výhody tohoto uspořádání vyváží určitý handicap orientace u severních, horních řad. Řešení velmi náročné na udržení konceptu realizace a majetkoprávní vztahy. (Petr Burian) Velmi zajímavý způsob, jak napojit domy na přístupovou cestu. Vážím si citlivého řešení k parcelám – konstrukční schéma minimalizuje destrukci zahrad a měřítko daného návrhu ve vztahu k parcelám. (Felipe Artengo Rufino) • 1. cena byla udělena týmu č. 24, Lucie Najvarová z FA VUT v Brně (obr. 3). Názor poroty: Lapidární, jednoduchý, prostorově úsporný koncept domu pracující s morfologií svahu se svou jednoznačností i variabilitou velikostních řešení jeví jako optimální odpověď na zadání. Skýtá možnost širšího uplatnění pro větší spektrum uživatelů. (Petr Burian) Urbanistický koncept navrhuje historické propojení řešeného území Troje zajímavou gradující hustotou zástavby, které umožňuje přístup z Tróje do přírody. Kompaktní architektura se adaptuje na danou topografii, výhledy a další původní faktory území pomocí inteligentního a jednoduchého vnitřního pohybu, který nám představuje dobrou ideu, jak lze žít v tomto konkrétním prostředí. (Felipe Artengo Rufino)

❚

TOPICAL SUBJECTS

3a 3b

Porota soutěže rozhodovala ve složení: arch. Felipe Artengo Rufino, AMP arquitectos – arch. atelier sídlí na Tenerife, akad. arch. Roman Brychta, Projektil Architekti, Ing. arch. Petr Burian, DaM architektonická kancelář, Ing. arch. Petr Vaněk, earch.cz, Ing. arch. Petr Šikola, Kat. architektury FSv ČVUT v Praze, Ing. arch. Tomáš Drdácký, starosta MČ Praha-Troja, Peter Dajko, MBA, generální ředitel CEMEX Czech Republic a Ing. Jana Margoldová, CSc., šéfredaktorka časopisu Beton TKS. Ceny veřejnosti z čtrnáctidenního hlasování na facebookové stránce Beton v architektuře a na portálu www.earch. cz získali: • 3. cenu tým č. 16, Anna Podroužková, Radka Ježková, Martin Duba (FUA TUL) – 709 hlasů z celkového množství 6 375 hlasů, • 2. cenu tým č. 7, Marek Ječmen, Robert Gallo (FA VUT v Brně) – 1 090 hlasů, • 1. cenu tým č. 14, Jana Cigošová , Miroslav Dvouletý (FSv VŠB TU Ostrava) – 1 995 hlasů.

3c

Z ÁV Ě R

Záměrem AFP bylo poukázat na nové trendy v architektuře. Organizátoři festivalu připravili řadu různých akcí, na kterých společně s významnými odborníky a začínajícími profesionály diskutovali atraktivní témata, jež mohou obohatit odbornou i laickou veřejnost. Byla to příležitost k získání nových znalostí o technologiích, pohledovém ztvárnění, historii, ale také předsudcích vůči betonu jak z Čech, tak ze zahraničí. Stěžejní akcí festivalu byla soutěž o nejlepší koncept a návrh betonového rodinného domu. Soutěž byla určena studentům a mladým absolventům architektury a byla vypsána v úzké spolupráci s MČ Praha-Troja a Katedrou architektury FSv ČVUT v Praze. Generálním partnerem AFP byla společnost CEMEX Czech Republic. Časopis Beton TKS byl hlavním mediálním partnerem celého festivalu. Hlavním pořadatelem a organizátorem celé akce byl portál earch.cz.

3d

Z materiálů festivalu a soutěže připravila Jana Margoldová

1/2012

❚


87

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR SYSTÉMY VYZTUŽENÝCH OPĚRNÝCH STĚN 2. mezinárodní konference Termín a místo konání: 29. února 2012, Praha • Vyztužené zemní konstrukce podle EC 7, návrh a výstavba v praxi • Návrhové vlastnosti, ověřování a certifikace konstrukčních systémů Kontakt: email: [email protected], www.kb-blok.cz

improved sustainability; Sustainable concrete materials, pavements, production , structures; Thermal mass and energy storage; Miscellaneous Kontakt: e-mail: Swedish Cement and Concrete Research Institute, Ms. Ann-Therese Söderqvist, e-mail: [email protected], www.fibstockholm2012.se

PRŮMYSLOVÁ EKOLOGIE III mezinárodní konference Termín a místo konání: 20. až 23. března 2012, Hustopeče • Technologie a ekoinovace; Environmentální chemie a ekotoxikologie • Podnikatelská sféra a životní prostředí Kontakt: e-mail: [email protected], http://ehss.eu/pe2012/ TECHNOLOGIE BETONU 2012 10. konference Termín a místo konání: 29. března 2012, Pardubice • Materiály pro beton; Vysokohodnotné betony a betony speciálních vlastností • Vlastnosti betonu; Provádění betonových konstrukcí Kontakt: Sekretariát ČBS, www.cbsbeton.eu MOSTY 2012 17. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 26. a 27. dubna 2012, Brno • Mostní objekty v ČR – výstavba, správa a údržba, normy • Mosty v Evropě a ve světě; Mosty v ČR – věda a výzkum, projekty a realizace Kontakt: e-mail: [email protected], www.sekurkon.cz BETONOVÉ VOZOVKY 2012 5. mezinárodní konference Termín a místo konání: 17. května 2012, Aquapalace Průhonice • Betonový povrch je ekonomičtější; Rekonstrukce dálnice D1 • Protismykové vlastnosti; tunely; Problematika uložení kluzných trnů • Poruchy betonových vozovek, opravy a zkušenosti; Zajímavé realizace Kontakt: e-mail: [email protected]

ERMCO CONGRESS 2012 16. ERMCO kongres Termín a místo konání: 21. a 22. června 2012, Verona, Itálie • Fighting the crisis; The ready-mixed concrete market in Europe: scenarios 2012–2015 • Ready-mixed concrete – a sustainable material • The operating structure of a concrete production company Kontakt: e-mail: [email protected], www.ermcocongress2012.com INTERNATIONAL PHD SYMPOSIUM IN CIVIL ENGINEERING 9. fib mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 22. až 25. července 2012, Karlsruhe, Německo • Structural analysis and designł; Innovative structural systems • Advanced materials; Sustainability and cost efficiency • Strengthening and repair; Monitoring Kontakt: e-mail: [email protected], http://fib-phd.imb.kit.edu/ INNOVATIVE INFRASTRUCTURES – TOWARD HUMAN URBANISM 18. IABSE kongres Termín a místo konání: 19. až 21. září 2012, Soul, Korea • Sustainable Infrastructures – A Service Life Perspective • New Urban Transportation Structures • Structures & Materials – Extending the Limits; Innovative Design Concepts Kontakt: e-mail: [email protected], www.iabse.org/seoul2012

SANACE 2012 22. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 24. a 25. května 2012, Brno Kontakt: e-mail: [email protected], www.sanace-ssbk.cz SUPERPLASTICIZERS AND OTHER CHEMICAL ADMIXTURES IN CONCRETE 10. mezinárodní konference Termín a místo konání: 28. až 31. října 2012, Praha Kontakt: e-mail: [email protected], www.intconference.org

FIBRE REINFORCED CONCRETE: CHALLENGES AND OPPORTUNITIES 8. mezinárodní RILEM sympozium Termín a místo konání: 19. až 21. září 2012, Guimarães, Portugalsko • Rheology; Mechanical properties • Nanofibers in fiber reinforced cement based materials • Long term properties and durability • Analytical and numerical models; Codes and standards • Innovative structural systems; Structural and industrial applications • Case studies Kontakt: e-mail: [email protected], www.befib2012.civil.uminho.pt

RECENT ADVANCES IN CONCRETE TECHNOLOGY AND SUSTAINABILITY ISSUES 12. mezinárodní konference Termín a místo konání: 31. října až 2. listopadu 2012, Praha Kontakt: e-mail: [email protected], www.intconference.org

IALCCE 2012 3. mezinárodní sympozium Life-Cycle Civil Engineering Termín a místo konání: 3. až 6. října 2012, Vídeň, Rakousko Kontakt: e-mail: [email protected], www.ialcce2012.org

19. BETONÁŘSKÉ DNY 2012 Konference s mezinárodní účastí Termín a místo konání: 21. a 22. listopadu 2012, Hradec Králové zatím neupřesněno Kontakt: Sekretariát ČBS, www.cbsbeton.eu CONCRETE ROADS 2014 12. mezinárodní sympozium EUPAVE Termín a místo konání: 24. až 26. září 2014, Clarion Congress Hotel Praha Kontakt: e-mail: [email protected] ZAHRANIČNÍ KONFERENCE A SYMPOZIA ULTRA-HIGH PERFORMANCE CONCRETE AND NANOTECHNOLOGY FOR HIGH PERFOMANCE CONSTRUCTION MATERIALS 3. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 7. až 9. března 2012, Kassel, Německo • Material Science • Durability of UHPC; Strength and Deformation Behaviour of UHPC • Design and Construction with UHPC; Nanotechnology for Construction Materials Kontakt: e-mail: [email protected], http://www.hipermat.de GLOBAL THINKING IN STRUCTURAL ENGINEERING: RECENT ACHIEVEMENTS IABSE konference Termín a místo konání: 7. až 9. května 2012, Káhira, Egypt • Structural Engineering as part of Multi-disciplinary Systems; Sustainable Development and Structural Engineering; Structural Engineering and Renewable Energy Sources; Smart Structures, New Materials and Construction Techniques Kontakt: e-mail: [email protected], www.iabse-cairo2012.com SSCS 2012 – NUMERICAL MODELING STRATEGIES FOR SUSTAINABLE CONCRETE STRUCTURES Mezinárodní konference Termín a místo konání: 29. května až 1. června 2012, Aix-en-Provence, Francie • Theoretical and Numerical Models (Flowing and Casting, Early age behaviours, Drying, Shrinkages, and Creeps, Cracking behaviours (static, fatigue, dynamic), Chemical aging (chemical reactions and transfers), Coupling Problems) • Structural applications and Sustainability (Bridges, Buildings, Nuclear structures and storages, Tunnels, Roads and Railways, Others applications) Kontakt: e-mail: [email protected], www.sscs2012.com CONCRETE STRUCTURES FOR SUSTAINABLE COMMUNITY fib sympozium Termín a místo konání: 11. až 14. června 2012, Stockholm, Švédsko • Architectural and aesthetical issues for sustainable concrete structures • Alternative binders; Carbon dioxide capturing; Carbonation and carbon dioxide uptake; Case studies; Classification systems (e.g., LEED) • Designing concrete structures for durability & sustainability • Durability; LCC and LCA; Recycling; Repair, renovation, and upgrading for

88

BOND IN CONCRETE 2012 – BOND, ANCHORAGE, DETAILING 4. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 17. až 20. června 2012, Brescia, Itálie • General aspects of bond; Modelling; Assessment of degradation • Bond under severe loading conditions; Anchorages and laps • Transfer and development; Bond in new types of concrete or reinforcement • Bond between fibers and concrete; MC2010 provisions for bond • Bond of FRPs or overlay materials; Bonded and headed anchors; Bond and detailing Kontakt: e-mail: [email protected], www.bondinconcrete2012.org

DURABILITY OF CONCRETE STRUCTURES 8. CCC kongres Termín a místo konání: 4. až 6. října 2012, Plitvice, Chorvatsko Kontakt: e-mail: [email protected], www.grad.unizg.hr/ccc8 PLSE 2012 1. mezinárodní konference Performence-based and Life-cycle Structural Engineering Termín a místo konání: 5. až 7. prosince 2012, Hong Kong, Čína • Performance-based structural engineering; Life-cycle structural engineering • Integration of performance-based and life-cycle structural engineering Kontakt: www.polyu.edu.hk/fce/PLSE2012/ ENGINEERING A CONCRETE FUTURE: TECHNOLOGY, MODELING AND CONSTRUCTION fib sympozium Termín a místo konání: 22. až 24. dubna 2013, Tel-Aviv, Izrael • Advanced and innovative cementitious materials and concrete • Constitutive modeling of cementitious and composite materials • Design concepts and structural modeling • Punching and shear in RC and in PC (prestressed concrete) • Challenges in bridge engineering • Advances in precast and PC engineering • Concrete structures under seismic and extreme loads • Pioneering structures and construction methods • Structural aspects of tunnel construction and design Kontakt: e-mail: [email protected], http://www.fib2013tel-aviv.co.il/ ASSESSMENT, UPGRADING AND REFURBISHMENT OF INFRASTRUCTURES Mezinárodní konference IABSE Termín a místo konání: 6. až 8. května 2013, Rotterdam, Holandsko • Load carrying capacity and remaining lifetime; Assessment of structural condition • Modernisation and refurbishment; Materials and products; Structural verification Kontakt:e-mail: [email protected], http://www.iabse2013rotterdam.nl/ ICCS13 1. mezinárodní konference Concrete Sustainability Termín a místo konání: 27. až 29. května 2013, Tokyo, Japonsko • Environmental impact reduction technologies; Sustainability aspects in durability • Environmental design, evaluation, and systems; Social & economic aspects • Case studies of sustainable concrete materials and structures Kontakt:e-mail: [email protected], http://jci-iccs13.jp/ 4. MEZINÁRODNÍ fib KONGRES A VÝSTAVA Termín a místo konání: 10. až 14. února 2014, Mumbai, India


❚

1/2012

SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ a Tématické bloky a okruhy zaměření sympozia SANACE 2012

VUT v Brně, Fakulta stavební - AdMaS pořádá

I. II.

Stavební průzkum, diagnostika, projektování, monitoring. Sanace a zesilování betonových konstrukcí - metody - technologické postupy - příklady. III. Statická spolehlivost objektů a aplikace principů trvale udržitelného rozvoje. IV. Vady a poruchy betonových konstrukcí, kvalita a trvanlivost sanací. V. Technické, ekonomické, legislativní a ekologické aspekty sanací betonových konstrukcí. VI. Pokročilé materiály a technologie pro sanace betonu. VII. Energetické sanace budov VIII. Sanace geotechnických konstrukcí

KONTAKT SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ (SSBK) Sirotkova 3134/54a, CZ - 616 00 Brno Tel.: +420 541 421 188, +420 602 737 657 E-mail: [email protected]

www.ssbk.cz

XXII. mezinárodní sympozium

Sympozium je zaměřeno na sanaci a údržbu stávajících konstrukcí. Současně však, díky novým poznatkům, materiálům a technologiím, také na modernizaci procesů výstavby a jejich využívání.

23. května 2012 Slavnostní zahájení sympozia 24. – 25. května 2012 Brno, Kongresové centrum, Brněnské výstaviště.

Náš beton má říz…

S VA Z V Ý R O B C Ů C E M E N T U Č R S VA Z V Ý R O B C Ů B E T O N U Č R ČESKÁ BETONÁŘSKÁ SPOLEČNOST ČSSI SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

www.ebeton.cz

2012 POZEMNÍ STAVBY

Recommend Documents