2013 TECHNOLOGIE PROVÁDĚNÍ BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

2/2013

TECHNOLOGIE PROVÁDĚNÍ BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

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

10 /

HEINZ ISLER, STAVITEL SKOŘEPIN

20 /

OMEZUJÍCÍ POŽADAVEK

LOTTE WORLD TOWER – VYSOKÁ ELEGANCE

/ 34

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

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

36 /

VLIV BAREVNÉHO PIGMENTU NA VLASTNOSTI BETONU

PŘEDPJATÁ MEMBRÁNA NAD ELIPTICKÝM PŮDORYSEM JAKO ZASTŘEŠENÍ FOTBALOVÉHO STADIONU

/ 52

PLAVECKÉ CENTRUM VE VÝCHODNÍM LONDÝNĚ

/ 30

OBSAH

❚

CONTENT

RO ROČNÍK: třináctý ČÍS ČÍSLO: 2/2013 (vyšlo dne 15. 4. 2013) VYC VYCHÁZÍ DVOUMĚSÍČNĚ VY VYDÁVÁ BETON TKS, S. R. O., PRO: Sv Sva Svaz výrobců cementu ČR Sva Svaz výrobců betonu ČR Čes Českou betonářskou společnost ČSSI Sdr Sdružení pro sanace betonových konstrukcí

Ú V O DNÍ K Pavel Svoboda

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

/ 2 IDENTIFIKACE MATERIÁLOVÝCH PARAMETRŮ MODELŮ REOLOGICKÉHO CHOVÁNÍ PŘEDPJATÉHO PRAŽCE

TÉMA

David Lehký, Rostislav Zídek, Zbyněk Keršner, / 57 Miroslav Vokáč, Petr Bouška

UDRŽITELNÝ ROZVOJ A STAVEBNÍ MATERIÁLY: MÝTY, FAKTA A BLUDY

Francesco Biasioli

/3

S TAV E B NÍ KO NST R U K C E

Jiří Šafrata, Jana Daňková, David Janíček

HEINZ ISLER, STAVITEL SKOŘEPIN

Jiří Stráský

/ 10

OMEZUJÍCÍ POŽADAVEK

Jim Martin

/ 20

S AN A CE A R E KO N S T R U K C E

/ 60

NĚKTERÉ ASPEKTY ZÁVISLOSTI ŽIVOTNOSTI, SPOLEHLIVOSTI A CENY BETONOVÉ KONSTRUKCE: PŘÍKLAD DEGRADACE PŮSOBENÍM CHLORIDŮ Břetislav Teplý, Markéta Chromá / 63

/ 24

Bodnárová, Josef Foldyna, Jiří Klich

ILUSTRACE NA TÉTO STRANĚ: Mgr. A. Marcel Turic

/ 66

MATE R I Á LY A T E CH N O L OG I E

N O R M Y • JAKOS T • C E RTI FI KAC E

PADESÁT LET TRANSPORTBETONU V ČESKOSLOVENSKU A POZDĚJI V ČESKU

ZMĚNY V POSUZOVÁNÍ SHODY STAVEBNÍCH VÝROBKŮ VYVOLANÉ NAŘÍZENÍM EP A RADY (EU) Č. 305/2011 O STAVEBNÍCH VÝROBCÍCH – 2. ČÁST Jozef Pobiš / 72

Jaroslav Bezděk

/ 29

PLAVECKÉ CENTRUM VE VÝCHODNÍM LONDÝNĚ

Alastair Seaton

/ 30

LOTTE WORLD TOWER – VYSOKÁ ELEGANCE

/ 34

VLIV BAREVNÉHO PIGMENTU NA VLASTNOSTI POHLEDOVÉHO BETONU Jiří Vašíček, Pavel Svoboda / 36 OŠETROVANIE ČERSTVÉHO BETÓNU – 8. MALTY S VNÚTORNÝM OŠETROVANÍM – PEVNOSTI A OBJEMOVÉ ZMENY

Peter Briatka, Peter Makýš

/ 48

VĚD A A VÝZ KUM PŘEDPJATÁ MEMBRÁNA NAD ELIPTICKÝM PŮDORYSEM JAKO ZASTŘEŠENÍ FOTBALOVÉHO STADIONU

Pavlína Juchelková, Jiří Stráský 2/2013

❚

/ 51

ŠTĚRBŮV BETONÁŘSKÝ SLOVNÍK

Milan Senko

/ 74

REŠERŠE ZE ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ

/ 76

BETON V ARCHITEKTUŘE 2013

/ 78

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA

/ 80

/ 40

LICHOBĚŽNÍKOVÁ CSG PŘEHRADA V JAPONSKU (HOKKAIDO) DOKONČENÁ V ROCE 2012 PŘEKROČILA VÝŠKU 50 M

Vojtěch Broža

A K T U AL I TY RECENZE

/ 52

F IR E MN Í PR E Z E N TAC E Construsoft / 17 TAZUS / 23 Betosan / 37 Ing. Software Dlubal / 47 Fibre Concrete 2013 / 65 Xypex, Nekap / 73 Červenka Consulting / 73 Města bez smogu, ČM cement / 77 SSBK / 3. strana obálky Štěrbův betonářský slovník / 4. strana obálky

technologie • konstrukce • sanace • BETON

GRAFICKÝ NÁVRH: 3P, spol. s r. o. Staropramenná 21, 150 00 Praha 5 SAZBA: 3P, spol. s r. o. Staropramenná 21, 150 00 Praha 5

VYUŽITÍ NOVÝCH POZNATKŮ PŘI PŘEDÚPRAVĚ POVRCHŮ BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ VYSOKORYCHLOSTNÍMI VODNÍMI PAPRSKY Libor Sitek, Lenka

STABILIZACE BAROKNÍ ZDI PŘEDPÍNACÍMI LANY A ROZŠÍŘENÍM ZÁKLADU

Ladislav Klusáček, Zdeněk Bažant, Petr Ducháč, Marek Volf

OBJEMOVÉ ZMĚNY BETONU JAKO VÝZNAMNÝ ASPEKT PRO NAVRHOVÁNÍ KOMPOZITNÍCH DŘEVOBETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

RE R REDAKČNÍ RADA: Pro Prof. 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., Doc. Ing. arch. Patrik Kotas, 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 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; 270,- Kč pro studenty (včetně poštovného, cena bez DPH) Vydávání povoleno Ministerstvem kultury ČR pod číslem MK ČR E-11157 ISSN 1213-3116 Podávání novinových zásilek povoleno Českou poštou, s. p., OZ Střední Čechy, Praha 1, čj. 704/2000 ze dne 23. 11. 2000 Za původnost příspěvků odpovídají autoři. Označené příspěvky byly lektorovány. FOTO NA TITULNÍ STRANĚ: Plavecké centrum ve východním Londýně, arch. návrh Zaha Hadid, foto: Zaha Hadid and Hufton + Crow BETON TKS je přímým nástupcem časopisů Beton a zdivo a Sanace.

1

ÚVODNÍK

❚

EDITORIAL

VÁŽENÉ ČTENÁŘKY A VÁŽENÍ ČTENÁŘI hovořit a psát o technologii betonu není jednoduchý úkol. V příručkách se nejčastěji dočteme, že technologie betonu se zabývá návrhem a složením čerstvého betonu, jeho výrobou, dopravou, zpracováním a ošetřováním.Jenomže s těmito pracovními procesy úzce souvisejí také další nezbytné činnosti, jako je návrh a vybednění formy pro čerstvý beton, její následná demontáž, ošetření a transport. Způsoby zpracování čerstvého betonu jsou významně ovlivněny také výztuží a jejím umístěním ve vybedněné formě. Všechny tyto aspekty musíme brát v úvahu pokaždé, když máme na mysli technologii betonu. Železobetonový monolit, tolik zavrhovaný v předchozím, státem řízeném stavebnictví, se v současné době stal převažující nosnou konstrukcí realizovaných budov, která je stavebníky trvale požadována. Během poměrně krátké doby se proto technologie betonu v České republice musela dostat na úroveň, srovnatelnou s okolními státy. Jednotlivé procesy betonářské technologie a s ní spojené činnosti se však rozvíjely a inovovaly různou rychlostí a různou intenzitou. Ještě jsou mezi námi pamětníci prvních autodomíchávačů na stavbách, nesmělých začátků užívání výztužných sítí i systémového bednění. Mimořádný kvalitativní skok se uskutečnil ve výrobnách čerstvého betonu. Naše betonárky drží krok s vývojem nových druhů betonů ve světě a dokáží vyrobit opravdu kvalitní beton. Je z kvalitního cementu, kameniva, odpovídajících přísad, příměsí a vody. Takový beton se transportuje na stavbu, ale teprve zde se rozhoduje o konečném výsledku. Musíme si vždy uvědomovat, že hotový beton nevalné kvality byl přeci také vyroben z kvalitního materiálu! Zamyslíme-li se nad slabými místy celého výrobního procesu, pak zjišťujeme, že zdrojem nekvalitních betonů na stavbách je nezvládnutí procesů zpracování čerstvého betonu a následného ošetření, tedy procesů, které jsou v řetězci současné technologie betonu nejvíce ovlivněny lidským činitelem. Je třeba konstatovat, že zatímco návrhu železobetonové konstrukce a návrhu čerstvého betonu je věnována potřebná péče, návrh provádění betonové konstrukce (neboli „prováděcí specifikace“ podle ČSN EN 13670) bývá nedostatečný a často vůbec chybí. Dobře zpracovaná prováděcí specifikace by měla zejména pro obtížně přístupná místa v konstrukci určit vhodné složení čerstvého betonu, způsob jeho transportu a dokonalého zhutnění. Nezanedbatelným problémem je určení tvaru a polohy pracovních spár jak ve vodorovných, tak ve svislých prvcích konstrukce. Obzvláště velkou pozornost je zapotřebí věnovat přípravě realizace pohledových (architektonických) betonů. Zde se každá chyba a opomenutí v přípravě a vedení prací projeví ve vadě hotového díla, která se jen s velkými obtížemi a za neúměrných nákladů odstraňuje. Výroba železobetonového monolitu vyžaduje sladěnou spolupráci pracovníků provádějících bednění a odbednění, (v současnosti především z prvků systémového bednění), železářů ukládajících výztužné vložky a betonářů, kteří ukládají čerstvý beton a poté beton ošetřují. Kolektivy tesařů – montérů bednění a rovněž kolektivy železářů jsou obvykle 2

stabilní, s dostatečnými odbornými znalostmi a potřebnou praxí. Jiná situace je u pracovníků, kterým je svěřena betonáž, tedy klíčový úkol při provádění. Velmi často jde o skupiny, které jsou případ od případu sestavované z nedostatečně kvalifikovaných lidí, kteří mnohdy ani nejsou kmenovými zaměstnanci provádějící firmy. Z neznalosti možných následků pak vyplývá poškozování a znehodnocování předchozí práce, jakým je např. sešlapání vodorovné výztuže stropní desky, které může mít fatální dopad na její únosnost. Slabá koordinace prací provázená poškozováním předchozího díla je neklamným znakem nedostatečného vedení stavby zodpovídajícími techniky. Mistři na stavbách se mylně domnívají, že ukládání betonu do bednění je jednoduchá činnost, kterou nemusí příliš kontrolovat. Zapomínají při tom, že málo kvalifikovaný dělník nedbá na dodržení maximální výšky volného pádu betonu při jeho ukládání, neukládá beton po vrstvách, případně nedodrží odpovídající výšku vrstvy. K hrubým chybám dochází i při zhutňování ponornými vibrátory, kdy buď není zajištěno spojení spodní vrstvy s vrstvou vibrovanou, nebo jsou naopak spodní vrstvy narušeny příliš zanořeným vibrátorem. Také předčasné ukončení vibrování či nepřípustné rozkmitání výztuže, kterého se nekvalifikovaní dělníci často z neznalosti dopouštějí, má závažné dopady na kvalitu hotového prvku. V prováděcí specifikaci je nutné rovněž stanovit způsob a délku ošetřování zrajícího betonu. S ošetřováním souvisí jednak volba pláště použitého bednění podle jeho nasákavosti, jednak stanovení doby, po kterou zůstává beton v bednění. Zde nutně dochází ke střetu ekonomických hledisek s požadavkem na kvalitu vyrobeného betonu. Zejména v letních měsících, kdy vnější teploty umožňuji rychlejší zrání betonu a dřívější odbednění, je pro udržení kvality naopak vhodnější odbedňovat později a zamezit tak odpařování vody potřebné k hydrataci. Účinky vyšších teplot a oslunění se na našich stavbách obecně podceňují a jak ukazují prováděná měření, kvalita betonů provedených v letním období je proto na kontrolovaných stavbách relativně nejnižší. Nedílnou součástí správně prováděné práce je také péče o bezpečnost a ochranu zdraví na pracovišti. V souvislosti s technologií betonu jde především o bezpečnost při transportu bednicích panelů, při odbedňování a čištění bednění. Častým nešvarem je ukládání a hutnění betonu prováděné přímo z bednění bez řádných pracovních plošin nebo pracovního lešení. O nedostatcích v koordinaci bezpečnosti práce svědčí smrtelné úrazy způsobené elektrickým proudem, kdy bylo mobilní čerpadlo na beton nevhodně umístěno, takže se při ukládání betonu dotknulo svým výložníkem blízkých vodičů vysokého napětí. Podceňuje se rovněž poškození sluchu vyvolávané hlukem při vibrování čerstvého betonu. Na závěr bych chtěl proto zdůraznit, že je nezbytné, aby se při výuce stavebních techniků na středním i vyšším stupni vzdělávání věnovala uměřená pozornost a péče také procesům technologie betonu uskutečňovaným na stavbě, jako se věnuje výcviku v navrhování betonových a železobetonových konstrukcí, či v navrhování složení čerstvého betonu. Jedině soulad všech složek, z kterých se technologie betonu skládá, zajistí kvalitní betony na našich stavbách. Doc. Ing. Pavel Svoboda, CSc. vedoucí Katedry technologie staveb Fakulta stavební, ČVUT v Praze

BETON • technologie • konstrukce • sanace

❚

2/2013

TÉMA

❚

TOPIC

UDRŽITELNÝ ROZVOJ A STAVEBNÍ MATERIÁLY: MÝTY, FAKTA A BLUDY ❚ SUSTAINABILITY AND CONSTRUCTION MATERIALS: MYTHS, FACTS AND FALLACIES Francesco Biasioli

Mluví-li se o udržitelném rozvoji – termínu, který v současnosti slýcháme stále častěji – existuje všeobecný souhlas, že je zapotřebí vzít v úvahu nejen otázku životního prostředí, ale i otázky sociální a ekonomické. Stejné tři „pilíře“ je nutné vzít v potaz při diskusích o stavebních materiálech – v oblasti, v které se někdy používá příliš zjednodušený přístup k vyvolání určitého cíleného dojmu na netechnicky zaměřené jedince, kteří pak na jeho základě docházejí k nesprávným závěrům. V tomto příspěvku prozkoumáme tři stavební materiály – dřevo, ocel a beton – z hlediska zmíněných tří aspektů (pilířů) udržitelného rozvoje: • společenského (bezpečnost obyvatelstva), • životního prostředí (emise CO2) • ekonomického (náklady). Pokusíme se oddělit fakta od názorů, které můžeme nazvat mýty, tj. od konceptů, které zní dobře, přestože jsou založeny na mylných závěrech. Pro potřeby a pro názornost tohoto příspěvku používám extrémně zjednodušený příklad – ideální sloup, navržený podle odpovídající Evropské technické normy. Budou zde rovněž stručně popsány důsledky uvažovaných reálných příkladů. V případě železobetonu jsou zohledněny „zvýhodňující“ faktory tak, aby odpovídaly přítomnosti jak oceli, tak betonu v jakémkoliv konstrukčním řešení. M Ý T U S O P O M Ě R U P E V N O S T / O B J E M O VÁ HMOTNOST

Následující data jsou převzata z přednášek o navrhování dřevěných prvků z italské univerzity 1. Il legno è il materiale da costruzione che ha il maggior rapporto resistenza/peso specifico: molto efficiente!

Legno Cemento Armato Acciaio

Resistenza kg/cm2 circa 400 circa 400 4 000–5 000

Peso specifico kg/m3 500–700 2 500 7 800

Modulo elastico kg/cm2 100 000 300 000 2 100 000

Una struttura in legno razionalmente dimensionata avrà sezioni simili a quelle della corrispondente struttura in cemento e peso simile alla corrispondente struttura in acciaio.

Věta nad tabulkou říká: „Dřevěný trám („legno“) je stavební materiál s nejlepším poměrem pevnost/objemová hmotnost: velice účinné!“ Věta pod tabulkou dodává: „... dobře navržená dřevěná konstrukce má podobný průřez jako (železo)beton („cemento armato“) a hmotnost podobnou jako ocel („acciaio“) ...“ Úvodní tabulka udává hodnotu síly („resistenza“) 2, objemovou hmotnost („peso specifico“) 3 a modul pružnosti („modulo elastico“) všech tří materiálů. Mýtus, podložený čísly, zní dobře, pojďme se na to ale podívat podrobněji. Citované dvě věty se dotýkají dvou naprosto odlišných věcí, první se týká materiálů jako takových a druhá komentuje vlastnosti materiálů až v okamžiku, když jsou použity ve vlastní konstrukci. 2/2013

❚

První věta říká, že by měla být měřena „efektivita“ konstrukčních materiálů – a materiály by měly být porovnávány – na základě poměrů pevnost/objemová hmotnost. Proč? Je za tím schována myšlenka vytvořit ideální sloup konstantního průřezu tak vysoký, jak nám jen dovolí pevnost v tlaku daného materiálu, a maximálně využít jeho vlastností na základě idey „čím vyšší sloup, tím lepší materiál“. Abychom mohli spočítat tyto výšky a porovnat je, musíme určit tlakovou pevnost základního materiálu f a plochu průřezu A. Maximální rovnoměrné osové zatížení – síla, které je schopna plocha A odolat, je F = f A. Hmotnost m trámce o výšce h je získána vynásobením jeho objemu V = A h objemovou hmotností materiálu: m = ρ V = ρ A h. Pokud řekneme, že m = F, pak maximální výška hmax vychází z následujícího: F=m

→

f A = ρ A hmax →

hmax = f /ρ .

Na první pohled toto kritérium vypadá dobře – čím lehčí (nízké ρ) a pevnější (vysoké f) je materiál, tím lépe. Vyjádřením hmax v metrech a užitím písmen „s“ pro ocel, „c“ pro beton a „t“ pro dřevo, vyjdou ve výše uvedené italské tabulce následující údaje: hmax,s = (4 000.104) /7 850 = 5 100 [m] hmax,c = (400.104) /2 500 = 1 600 [m] hmax,t = (400.104) /500 = 8 000 [m] Při takto jednoduše vypočtených kritériích „efektivity“ jsou hodnoty dřeva ze všech tří materiálů jasně nejlepší: skutečně atraktivní stavební materiál! Někde však musí být něco špatně, nebo v tomto přístupu musí někde něco chybět, pokud se ve skutečném světě nejvyšší budovy staví z betonu (Burj Dubai je vysoký 830 m) a pokud je londýnský Stadthaus (nejvyšší budova postavená výhradně ze dřeva – nejlepšího materiálu z hlediska poměru pevnost/objemová hmotnost) vysoký pouhých devět podlaží 4 a nejvyšší strom v kalifornském Redwood Parku – Hyperion (sequoia sempervirens) – je pouze 116 m vysoký. Proč nejsou inženýři světa se všemi počítači, které mají dnes k dispozici (a to včetně toho nejlepšího, samotné Matky přírody), schopni využívat přirozených vlastností materiálů? Je to jejich chyba nebo je sloup s teoretickou výškou hmax a s konstantním průřezem A zavádějícím indikátorem, mýtem? Pojďme se podívat na fakta. Porovnání na základě pevností materiálů I v tom nejjednodušším návrhu konstrukčního prvku (ideální sloup uvedený v příkladu výše) musí být použita správná čísla: hodnoty tlakových pevností všech tří materiálů mohou být vyjádřeny ne jedním číslem jako v italské tabulce výše, ale intervalem charakteristických pevností fk (dolní index „k“ znamená charakteristický, tj. hodnocený na základě statistiky). Tyto hodnoty fk označující „třídu pevnosti“ jednotlivých materiálů jsou uvedeny v příslušné výrobkové normě a/nebo v příslušné normě pro navrhování (Eurocode). Protože by u konstrukce navržené na únosnost na základě charakteristické pevnosti materiálu byla vyšší pravděpodobnost kolapsu či zřícení vlivem přirozených imperfekcí


3

TÉMA Tab. 1

dřevo 5 beton ocel

1a

TOPIC

Materiálové vlastnosti, výška hmax a štíhlost

Materiál

Obr. 1

❚

Charakteristická pevnost v tlaku fk [N/mm2] 19 až 29 20 až 55 390 až 550

Objemová hmotnost ρ [kg/m3] 350 až 550 2 300 až 2 400 7 850

❚

Tab. 1

Součinitel spolehlivosti γ [-] 2,4 1,4 až 1,5 1,05

Umělé a přírodní „uniform resistance“ konstrukce

Material properties, height hmax and slenderness radius

Návrhová pevnost fd [N/mm2] 7,9 až 12 13,3 až 36,7 224 až 524 ❚

Fig. 1

hmax = fd / ρ [m] 2 025 až 2 210 566 až 1 560 2 850 až 6 670

Součinitel štíhlosti λ [-] 20 50 150

Štíhlost h/λ [m] 101 až 111 11 až 31 19 až 45

Man-made and natural uniform resistance structures

1b

1c

ve struktuře hmoty, používají inženýři návrhové (výpočtové) pevnosti fd = f k /γ, které jsou nižší, než jsou hodnoty charakteristických pevností. Hodnotu návrhové pevnosti získáme, podělíme-li charakteristickou pevnost součinitelem spolehlivosti daného materiálu. Ten obecně zohledňuje jak materiál jako takový, tak i způsob a spolehlivost výroby, míru ovlivnění vnějším prostředím, metodu návrhu apod. Tyto součinitelé jsou v každé zemi odlišné, ale minima a maxima lze jednoduše identifikovat. Rozsah charakteristických pevností v tlaku f k uvažovaného sloupu, součinitelé spolehlivosti, návrhové pevnosti v tlaku fd a další mechanické vlastnosti dřeva, oceli a betonu jsou uvedeny v tab. 1. Na základě návrhových pevností v tlaku jsou pak přepočteny maximální výšky: předchozí obraz výsledků se obrací, ocel vychází jako nejlepší, následuje dřevo a pak beton. Konstrukce „Uniform resistance“ Přestože jsou už realističtější, zůstávají tyto nové výsledky vzdáleny reálnému světu, což znamená, že stále něco chybí. První pravidlo pro udržitelné využívání jakéhokoliv materiálu je omezit množství potřebného materiálu na absolutní minimum. Jak říkají inženýři, „konstrukce jsou navrhovány odshora dolů a budovány odspoda nahoru“, protože odshora dolů se pochopitelně hmotnost celé konstrukce m zvyšuje. Máme-li maximální návrhovou pevnost fd, plocha průřezu prvku A vzrůstá od teoretické nuly na vrcholu konstrukce k Amax u její paty. Geometrie tohoto sloupu („uniform resistance structure“), který má proměnnou plochu průřezu A a při osovém tlakovém namáhání působí ve všech částech všech průřezů stejné napětí, je velmi dobře známá. Objevuje se ve velkém počtu přírodních i člověkem navržených a postavených konstrukcí (obr. 1). Štíhlost konstrukce Jak je vidět na obr. 1, ani při použití proměnného průřezu 4

Výška

1d

nemůže sloup „uniform resistance“ reálně dosáhnout výšky hmax, protože by byl příliš štíhlý a zkolaboval by kvůli nestabilitě stejně, jako zkolabovala Babylónská věž. Štíhlost je zapracována do návrhových norem tím, že je stanoven její limit, tzv. „součinitel štíhlosti“, který je pro ideální sloup konstantního kruhového průřezu (tzn. takový, který není náchylný k vybočení v jednom konkrétním směru) vyjádřen vzorcem:

λ = K h/r → r = K h/λ, kde K je parametr, který závisí na účinnosti omezení extrémních případů sloupu a může být, ve zjednodušeném příkladu, nezávislý na druhu materiálu. Čím vyšší je součinitel štíhlosti λ, tím menší je poloměr průřezu potřebný pro danou výšku sloupu, a tím méně materiálu je potřeba. Poměr h/λ tudíž zavádí do výpočtu ekonomii, pevnost a stabilitu – tři aspekty, které je nutné vzít v úvahu. Na základě výšky hmax a součinitelů štíhlosti λ převzatých z odpovídajících Eurocodů pro dřevo, ocel a beton je spočtena štíhlost h/λ (tab. 1). Pro vysvětlení je potřeba uvést, že v případě dvou sloupů stejného průřezu bude mít ten, který má vyšší štíhlost, nižší výšku, nebo-li, nemůže být tak vysoký, jako druhý sloup, protože by se zřítil vlivem vybočení. Výsledné štíhlosti nám ukazují, že není zásadního rozdílu mezi ocelí a betonem, zatímco štíhlost dřevěného sloupu je dramaticky vyšší. A to je důvod, proč nemohou být dřevěné konstrukce příliš vysoké. S přihlédnutím k výše uvedeným skutečnostem je zřejmé, že pouhé porovnávání poměrů pevnost / objemová hmotnost u konstrukčních materiálů je zavádějící, přinejmenším v případech tlakových namáhání. To dává smysl i u jiných konstrukcí: vesmírných raket, lodí, letadel, vozů Formule 1 apod., kde váha je opravdový problém. Z tohoto důvodu byly pro jejich výrobu v minulosti používány slitiny hliníku, kdežto v současnosti kompozitní materiály. Situace se pravděpodobně v budoucnosti změní vlivem pokroku ve vědeckém výzkumu a ve výrobních technologiích, které nám přinesou nové pevnější a lehčí materiály.


❚

2/2013

❚

TÉMA O D M AT E R I Á L Ů K E K O N S T R U K Č N Í M P R V K Ů M

Uvedené příklady ukazují, že ve stavebnictví a stavebních konstrukcích je jakékoli porovnání prováděné jen na základě vlastností materiálů zavádějící. Některé materiály, jako beton a dřevo, mají navíc odlišné vlastnosti při namáhání v tlaku (sloupy) a při ohybu či v tahu za ohybu (stropní desky a trámy); ocel není nikdy použita pro prvky plného kruhového nebo čtyřúhelníkového průřezu. Otázka, kterou si musíme položit, zní: jaké funkce má stavební / konstrukční prvek plnit? Deska musí přenést požadované zatížení (včetně vlastní tíhy), sloup musí převzít a přenést zatížení od desky a od vlastní tíhy a předat ho do základů, základy musí unést zatížení ze sloupů a včetně vlastní tíhy je předat do základové spáry. Pro stavební prvky je nosná kapacita (load capacity) základním kritériem, ale mohou být přidána i další, např. trvanlivost (schopnost udržet si nosnou kapacitu po celý předpokládaný životní cyklus), robustnost, údržba atd. Obecně řečeno požadovaná „výkonnost“ (konstrukční, teplotní apod.) definuje „konstrukční prvek“ v jakékoli struktuře. Tento „konstrukční prvek“ musí být vybrán nejdříve – ať už je to ten nejmenší, např. samostatný sloup, nebo ten největší, např. celá stavba. Pro správnou definici konstrukčních prvků musíme vzít v úvahu i „hraniční / omezující podmínky“. Příklad: každá konstrukce musí pevně spočívat na zemi. Optimálně navržený sloup by měl mít ve své patě napětí blízké návrhové pevnosti materiálu fd. Avšak s výjimkou hornin je pevnost v tlaku základové zeminy zlomkem návrhové pevnosti v tlaku fd běžně užívaných stavebních materiálů. V důsledku toho nemohou být sloupy založeny přímo na zemině, ale je zapotřebí, aby mezi sloup a podloží byl vložen konstrukční prvek – základ, který rozprostře tlak do větší plochy. Pokud tedy má být provedeno srovnání různých materiálů, je nutné sloup posuzovat buď odděleně od základu, nebo naopak spolu se základy. Ostatně v reálném životě jsou základy většinou z betonu. Další „hranice“ či omezení závisí na způsobu připojení konstrukčního prvku do většího celku: sloup může být na koncích zúžen, čímž je upravena jeho štíhlost. Limit může být dán i nabídkou trhu – průmyslově vyráběné prvky, jako jsou sloupy a trámy, mají většinou předem dané rozměry, popsané v katalozích. V těchto případech je pak konstruktérem vybrán prvek nikoli ten „nejvíce se blížící ideálu“, ale ten, který je momentálně dostupný 6. Pokud mají být materiály srovnávány, měl by konstrukční prvek být: • stanoven jako první, a jsou-li pro něj nějaká omezení či hranice, rovněž je zahrnout, • optimálně navržen s využitím svých specifických návrhových vlastností, včetně toho, je-li dostupný na trhu. Jakmile jsou tato kritéria splněna, může být u konstrukčního prvku, v našem případě sloupu, vypočteno maximální zatížení s uvažováním specifik konkrétního materiálu, který bude sloužit jako referenční, a to včetně vlastní tíhy samotného prvku. Vypočtené maximální zatížení pak může být použito ke stanovení rozměrů stejného prvku navrženého z jiného stavebního materiálu, přičemž je nutné vzít v úvahu jeho specifické vlastnosti i jeho chování při zatížení. Jakmile jsou k dispozici různá řešení, která splňují veškeré funkční požadavky, je možné zahájit hodnocení „udržitelného rozvoje“ sloupů, které už bylo zmíněno. Tento postup je aplikován i v následujícím. 2/2013

❚

TOPIC

Konstrukční prvek: sloup Uvažujme ideální, 1 m vysoký, sloup zatížený dlouhodobě teoreticky přesně centrickou tlakovou silou. Limitovanou výšku použiji proto, abych nemusel uvažovat vliv štíhlosti, protože ta by mohla být velkým problémem pro dřevěné prvky. Nemáme-li zde vliv štíhlosti a sloup je vyroben z „homogenního“ materiálu (v tomto případu dřeva nebo oceli, nikoliv betonu), je síla na mezi únosnosti NRd dána již zmíněným vztahem: NRdt = At ftd = At ftk /γt NRds = As fsd = As fsk /γs,

(1)

kde index t označuje dřevo, s ocel, At a As plochy příčných řezů dřeva a oceli a ftd a fsd jejich návrhové pevnosti v tlaku. Síla na mezi únosnosti železobetonového sloupu, při stejném namáhání, vyplývá z plochy betonu Ac v průřezu a plochy ocelové výztuže As a je součtem pevností v tlaku těchto dvou materiálů, ze kterých je průřez vyroben. Proto: NRdrc = (Ac – As) fcd + As fyd = = Ac fcd [1 – (As /Ac) + (As /Ac)(fyd /fcd)] = = Ac fcd [1 – ρ + ρ (fyd /fcd)], NRdrc = Ac αc fcd = Ac αc fck /γc,

αc = 1 – ρ + ρ (fyd /fcd) = 1 + ρ (fyd /fcd – 1) 7,

(2)

kde ρ = As /Ac je „stupeň vyztužení“ (nezaměňovat se stejně označovaným symbolem ρ jako symbolem hustoty) a αc > 1 je „součinitel zvýšení pevnosti” (železo)betonu, součinitel, který umožňuje odhadnout „efektivní“ (ideálně zvýšenou) pevnost betonu, která přinese stejný efekt z hlediska pevnosti v tlaku sloupu jako vyztužení ocelovými pruty. Síla na mezi únosnosti NRdrc železobetonového sloupu proto závisí na (relativním) množství výztuže As a na návrhové pevnosti fcd a fyd betonu a výztuže. Minimální a maximální hodnoty stupně vyztužení ρ, 0,3 až 4 %, jsou pro sloupy stanoveny příslušným Eurocodem. Rovnice (1) a (2) stanovují pravidlo číslo 1 udržitelného návrhu konstrukce: ať už použijeme jakýkoliv materiál, tak z hlediska hospodárnosti i z hlediska životního prostředí využijme jeho technicky nejmenší možné množství (plocha průřezu A) za maximálního využití jeho vlastností (charakteristická pevnost f k), se zárukou odpovídající bezpečnosti díky použití součinitele spolehlivosti γ. „Funkcí“ sloupu je přenést osovou sílu od vnějšího zatížení NEd. Předpokládejme, že to je splněno pro všechny tři porovnávané materiály, z kterých může být sloup vyrobený. Potom platí následující rovnice: NEd = NRdt = NRds = NRdc → At ftd = As fsd = Ac αc fcd .

(3)

Teoretické porovnání všech materiálů může být poté získáno vydělením „únosnosti“ NRd každého materiálu „únosností“ jednoho ze tří uvažovaných, který se tím stane materiálem referenčním. Pokud je referenčním materiálem dřevo, potom: 1"

Asfsd At ftd

"

AcF c fcd At ftd

¡

As At

"

ftd

Ac

fsd

At

"

ftd

F cfcd

.

Rovnice udává relativní množství betonu a oceli ve srovnání s množstvím dřeva, potřebným pro danou úroveň spolehlivosti, přičemž pro každý materiál uvažuje minimální teoretickou plochu průřezu, která je schopná se vypořádat s účin-


5

TÉMA

❚

TOPIC

ky daného vnějšího zatížení. Nicméně i tento přístup, přestože je lepší než pouhé porovnání poměru pevnost / objemová hmotnost, je znovu částečně zavádějící a je možné jej použít jen pro první hrubý odhad. Je totiž založený na teoreticky minimálním nutném příčném průřezu každého materiálu, který může být použit. Jak jsme viděli, existují běžná omezení pro každou část dřevěného i ocelového průřezu. V případě železobetonu je to minimální a maximální stupeň vyztužení. Jak bylo zmíněno, správné porovnání sloupů by mělo být založeno na výpočtu síly na mezi únosnosti Nrd a na příčném průřezu referenčního materiálu. Tato síla Nrd by pak měla být použita k stanovení optimálních rozměrů průřezu při použití jiných materiálů. Pokud existují specifická omezení pro některé z uvažovaných materiálů, musí být zahrnuta do výpočtu. Uvedené skutečnosti se dotýkají „sociálního“ aspektu udržitelného rozvoje, protože se zabývají bezpečností. Pokud budeme mluvit o aspektu ekonomickém, je nutné spočítat náklady C na konstrukční prvek včetně jeho zabudování do stavby. Máme-li určeny optimalizované plochy příčných řezů pro jednotlivé materiály, můžeme snadno dopočítat objem sloupu (má výšku 1 m). Při znalosti jednotkových cen materiálů v dané lokalitě můžeme spočítat cenu řešení pro dřevo Ct, ocel Cs a železobeton Crc 8: Ct = ct (At . 1) Cs = cs (As . 1) Crc = crc (Ac . 1)

(4)

Vztahy (3) a (4) zohledňují sociální (bezpečnost) a ekonomický aspekt udržitelného rozvoje. Zbývá zahrnout vliv na životní prostředí. Environmentální profil každého materiálu může být sestaven velmi detailně, s uvážením velkého množství parametrů 9. Pro zjednodušení v této studii použiji jen jeden, který má vztah ke skleníkovému efektu a zejména k emisím CO2. Tato energetická a emisní data, určená jako část životního cyklu (LCI – Live Cycle Inventory) každého stavebního materiálu, mohou být vyhodnocena za použití metody „svázaných emisí CO2“ (ECO2) a metody „od narození po vjezd na staveniště“, zavedením do vztahu (4). Svázané emise CO2 jsou stále předmětem debat a je nezbytné věnovat velkou pozornost při porovnávání údajů sebraných v jedné zemi s údaji z jiného regionu nebo jiných zemí 10. To je důvod, proč různé zdroje udávají různé hodnoty. Jakákoliv standardizovaná data jsou proto velmi netrpělivě očekávána (např. Environmental Product Declaration – EPD). Pro optimalizované řešení provedeme v rovnici (4) substituci ceny za jednotku c jednotkou svázaných emisí CO2 „eCO2“ [kg/m3]: ECO2t = eCO2t (At . 1) ECO2s = eCO2s (As . 1) ECO2rc = eCO2rc (Arc . 1)

(5)

Abychom mohli aplikovat vztahy (4) a (5) na železobeton, musíme započítat jak náklady (cenu), tak i svázané emise CO2 tohoto kompozitního materiálu. Z rovnice (1) vyplývají plochy oceli As a betonu (Ac – As) v příčném řezu. Při délce sloupu 1 m je snadné určit objem oceli i betonu. Vynásobením těchto objemů jednotkovou cenou betonu cc a betonářské výztuže crs [€/m3] nebo svázanými emisemi CO2 pro beton „eCO2“ a betonářskou výztuž „eCO2rs“ [kg/m3] obdržíme cenu crc a svázané emise CO2 eCO2rc pro 1m dlouhý železobetonový sloup. Tudíž platí: 6

Crc = crc Ac = (Ac – As) cc + As crs = = Ac cc [1 +ρ (crs /cc – 1)], crc = αcc cc,

αcc = 1 + ρ (crs /cc – 1)

(6)

ECO2rc = eCO2rc Ac = (Ac – As) eCO2c + As eCO2rs = = Ac eCO2c [1 + ρ (eCO2rs /eCO2c – 1)] eCO2rc = αcCO2 eCO2c,

αcCO2 = 1 + ρ (eCO2rs /eCO2c – 1), (7)

kde αcc je „součinitel zvýšení ceny“ železobetonu a αcCO2 je „součinitel zvýšení ECO2“ železobetonu. Srovnáním rovnic (2), (6) a (7) zjistíme, že mají stejný formát, všechny koeficienty jsou > 1 a závisejí na pevnosti, základní ceně a svázaných emisích CO2 betonu a oceli a na relativním množství každého materiálu, vyjádřeným stupněm vyztužení ρ. Součinitelé zvýšení pro železobeton V případě železobetonu mohou být s použitím rovnic (2), (6) a (7) stanoveny tři referenční součinitelé zvýšení α: pevnosti, ceny, svázaných emisí CO2 a jejich relativního množství. Součinitel zvýšení pevnosti αc Možnosti železobetonového průřezu z hlediska únosnosti uvádí rovnice (2) pomocí návrhové pevnosti betonu fcd a oceli fyd. V Evropě nejčastěji pro železobeton používaná třída oceli B500 má charakteristickou pevnost fyk = 500 N/mm2 a nejčastěji používaný součinitel spolehlivosti γs = 1,15. Tudíž fyd = 500/1,15 = 435 [N/mm2]. Ačkoliv je u betonu, zejména prefabrikovaného, možné používat i vyšších pevnostních tříd, běžně se používají pevnosti nižší než C40/50. V Evropě široce používaný součinitel spolehlivosti pro beton γc má hodnotu 1,5. Návrhová pevnost betonu se pak stanoví jako fcd = fck /γc = fck /1,5. Součinitel zvýšení ceny αcc Ceny betonu a betonářské výztuže se v každé zemi liší. V konkrétní zemi je cena oceli B500 víceméně stálá, zatímco cena betonu vždy roste s jeho pevnostní třídou. Při odhadu nákladů se většinou opíráme o veřejně dostupná data, vydávaná státními úřady tak, aby byl umožněn standardní odhad cen pro tendry na veřejné zakázky 11. Veškeré náklady se počítají „ke vstupu na staveniště“, náklady na zabudování do konstrukce nejsou uvažovány (tab. 2). Součinitel zvýšení svázaných emisí CO2 : αcCO2 Množství svázaných emisí CO2 u betonářské výztuže závisí na výrobním procesu. Pokud využívá elektrickou klenutou pec a šrot, jak je to v Evropě obvyklé, hodnoty se pohybují v rozmezí 0,7 až 1 kg/kg (5 500 až 7 850 kg/m3, v průměru 6 700 kg/m3). Svázané emise CO2 betonu závisí na druhu cementu a příměsí a na jejich množství v betonu. V minulosti zveřejněné údaje říkají, že hodnoty svázaných emisí CO2 pro prostý beton se pohybují od 0,12 kg/kg (290 kg/m3) pro beton nižších tříd až po cca 0,2 kg/kg (480 kg/m3) pro betony vyšších tříd 12. Hodnoty pro beton třídy C20/25 jsou pro účely článku uvažovány jako minimální, hodnoty pro C40/50 jako maximální a pro mezilehlé třídy je použita interpolace. Na základě těchto předpokladů jsou hodnoty součinitelů zvýšení αc, αcc a αcCO2 počítány pro konkrétní beton: tři pevnostní třídy C20/25, C30/37 a C40/50, XC1, dmax 31,5 mm, a stupeň vyztužení ρ mezi 0,5 až 3 % (tab. 3). Hodnoty pro ocel B500 jsou: fyd = 435 N/mm2, cena 0,8 €/kg (6 280 €/m3),


❚

2/2013

TÉMA Tab. 2 Tab. 2

αc, αcc, αcCO2, f (třída betonu, ρ), ocel B500 ❚ αc, αcc, αcCO2, f (concrete class, ρ), steel B500

Concrete class fck fcd 0,5 % 1 % 1,5 % αc for ρ = 2 % 2,5 % 3 % Concrete class cc [€/m3] 0,5 % 1 % 1,5 % αcc for ρ = 2 % 2,5 % 3 % Concrete class ECO2 [kg/m3] 0,5 % 1 % 1,5 % αcCO2 for ρ = 2 % 2,5 % 3 %

C20/25 20 13,3 1,16 1,32 1,47 1,63 1,79 1,95 C20/25 110 1,28 1,56 1,84 2,12 2,40 2,68 C20/25 290 1,11 1,22 1,33 1,44 1,55 1,66

C30/37 30 20 1,1 1,21 1,31 1,41 1,52 1,62 C30/37 126 1,24 1,49 1,73 1,98 2,22 2,47 C30/37 385 1,08 1,16 1,24 1,33 1,41 1,49

Tab. 3 Tab. 3

C40/50 40 26,7 1,08 1,15 1,23 1,31 1,38 1,46 C40/50 145 1,21 1,42 1,63 1,85 2,06 2,27 C40/50 480 1,06 1,13 1,19 1,26 1,32 1,39

svázané emise CO2 jsou 0,85 kg/kg (6 700 kg/m3) (tab. 3). Poměrem αc /αcc preferujeme řešení pevnost/cena a poměrem αc /αcCO2 řešení pevnost / svázané emise CO2, přičemž můžeme říci, že čím vyšší hodnoty, tím lépe (tab. 3). V konkrétní zemi neexistuje jednoznačné řešení, které by minimalizovalo jak náklady, tak i dopad na životní prostředí. Poměr pevnost / cena vychází lépe pro nižší stupně vyztužení – jinak řečeno, pro osové zatížení je výhodnější zvětšit rozměry průřezu sloupu než zvětšit množství výztuže. Obráceně je tomu u poměru pevnost / svázané emise CO2, kdy vychází lépe vyšší stupeň vyztužení. Tyto závěry, založené z velké části na lokálních datech, bohužel, nemohou být zevšeobecňovány. NUMERICKÝ PŘÍKLAD

Vezměme dřevo jako referenční materiál, aplikujme popsanou metodiku na sloup omezené výšky, abychom nemuseli brát v úvahu možnost zhroucení / vybočení, které, jak bylo zmíněno, může být pro dřevěné sloupy problém. Sloup je vystaven stálému, centrickému tlaku (abychom se vyhnuli vlivu štíhlosti a ohybu). Uvažujeme běžně dostupný dřevěný trám 300 × 300 mm. Na sloupy se obvykle používá vyšší pevnostní třída dřeva C30, s pevností v tlaku fc0,k = 23 N/mm2 (EN 338) 13. Součinitel spolehlivosti γt = 2,4 (tab. 1), z toho plyne návrhová pevnost fc0,d = fc0,k /2,4 = 9,6 [N/mm2], takže síla na mezi únosnosti (včetně vlastní tíhy prvku) je: NRd = At fc0,d = 90 000 . 9,6 . 10-3 = 864 [kN] (86,4 t) . Objem dřevěného sloupu je 0,09 m3. Na základě jednotkové ceny dřeva 300 €/m3 14, je cena sloupu 27 €/m. Množství svázaných emisí C02 se pro dřevo udává hodnotou 0,2 kg/kg. V 1 m vysokém dřevěném sloupu s objemovou hmotností ρ = 400 kg/m3 je množství svázaných emisí CO2 (0,2 . 400 . 0,09) = 7,2 [kg/m]. Ocel může být dodávána ve čtyřech pevnostních třídách – S235, S275, S355 a S450. Ocel třídy S355 má charakteris2/2013

❚

❚

TOPIC

αc / αcc, αc / αcCO2, f (třída betonu, ρ), ocel B500 ❚ αc / αcc, αc / αcCO2, f (concrete class, ρ), steel B500

Concrete class fck fcd 0,5 % 1 % 1,5 % αc / αcc for ρ = 2 % 2,5 % 3 % 0,5 % 1 % 1,5 % αc / αcCO2 for ρ = 2 % 2,5 % 3 %

3

C20/25 20 13,3 0,9 0,84 0,8 0,77 0,75 0,73 1,04 1,08 1,11 1,13 1,15 1,17

C30/37 30 20 0,89 0,81 0,76 0,72 0,68 0,66 1,02 1,04 1,05 1,07 1,08 1,09

C40/50 40 26,7 0,89 0,81 0,75 0,71 0,67 0,64 1,01 1,02 1,03 1,04 1,05 1,05

Obr. 2 Kruhový ocelový profil ❚ Fig. 2 Steel tube

tickou pevnost fyk = 355 N/mm2. Průměrný stupeň spolehlivosti γs = 1,05 (tab. 1), z toho plynoucí návrhová pevnost fyd = 355/1,05 = 338 [N/mm2]. Minimální potřebná plocha oceli k přenesení výše spočítané síly na mezi únosnosti NRd sloupem je: As = NRd / fsd = Aw (fc0,d / fsd) = = 90 000 . (9,6 / 338) = 2 555 [mm2] . Stejně jako dřevo, i ocel je pro sloup k dispozici jako standardizovaný profil, např. HEA, nebo kruhový profil (trouba). Použijme kruhový profil o rozměrech d × s = 168,3 x 5 [mm] (obr. 2), ploše As = 2 570 > 2 555 mm2. Podle rovnice (1) je síla na mezi únosnosti pro ocelový sloup: NRd,s = As fyd = 2 570 . 338 . 10-3 = 869 [kN] (86,9 t), což je asi o 1 % vyšší hodnota, než je nejnižší nutná. Jednotková cena stavební oceli je 1,6 €/kg3, objemová hmotnost oceli ρ = 7 850 kg/m3. Cena za 1 m sloupu je tedy 32,3 €. Svázané emise CO2 (započítané k „vjezdu na staveniště“) stavební oceli se pohybují od 0,43 do 2,75 kg/kg v závislosti na množství recyklovaného šrotu v oceli 15. Za předpokladu 1,2 kg/kg vychází výsledek (2 570.10-6. 1,2 . 7 850) = 24,2 [kg/m]. V tab. 2 se hodnoty „součinitele zvýšení“ pevnosti železobetonu αc pohybují mezi 1,08 až 1,95; což je dobrým příkladem toho, jak flexibilním materiálem železobeton je. Uvažujme běžně užívanou třídu betonu C30/37 (fck = 30 N/mm2, fcd = 20 N/mm2) a průměrnou hodnotu stupně vyztužení ρ = 1,5 % . αc = 1,31 (tab. 3). Potom: Ac = NRd /(αc fcd) = Aw (fc0,d /αc fcd) = = 90 000 . (9,6 / 20) = 4 320 [mm2] , což odpovídá teoretickému čtvercovému příčnému průřezu se stranami dlouhými 207 mm. Počítejme s rozměry 200 × 200 mm. V železobetonových sloupech jsou požadovány výztužné pruty o min. průměru 12 mm, v každém rohu jeden. Tomu odpovídá plocha minimální výztuže As = 4 . 113 = 452 [mm2].


7

TÉMA

❚

TOPIC

ρ = As / Ac = (452 / 2002) . 100 = 1,13 [%] αc = 1 + ρ (fyd / fcd – 1) = 1 + 0,011 3 (435 / 20 – 1) = 1,23 . Z rovnice (1) je síla na mezi únosnosti železobetonového sloupu: NRd,c = Ac αc fcd = 40 000 . 1,23 . 20.10-3 = = 987 [kN] (98,7 t).

Průřezová plocha prvku Plocha základu Cena C

To je asi o 14 % více, než požadovaných 864 kN. Jednotková cena (tab. 2) betonu C30/37 je cc = 126 €/m3 a oceli B500 crs = 6 280 €/m3. Z rovnice (6) vyplývá součinitel zvýšení ceny pro železobeton:

αcc = 1 + ρ (crs / cc – 1) = = 1 + 0,011 3 (6 280 / 126 – 1) = 1,55 . Náklady potom jsou: Ccrc = Ac αcc cc = 40 000 . 1,55 . 126.10-6 = 7,81 [€/m]. Na základě dat z tab. 2 je množství svázaného CO2 pro beton C30/37 eCO2c = 385 kg/m3 a pro ocel B500 eCO2rs = 6 700 kg/m3. Z rovnice (7) potom vyplývá součinitel zvýšení ECO2 pro železobeton:

αcCO2 = 1 + ρ (eCO2s / eCO2c – 1) = = 1 + 0,011 3 (6 700 / 385 – 1) = 1,19. Množství svázaných emisí CO2 v sloupu vysokém 1 m je: ECO2rc = Ac αcC02 eCO2c = = 40 000 . 1,19 . 385.10-6 = 18,3 [kg/m] Souhrn vypočítaných dat pro všechny tři materiály je uveden v tab. 4. Poznámky a diskuze Uvedený příklad používá dřevo jako referenční materiál. Jestliže je dřevěný sloup navržen na hranici svých možností (byly použity maximální rozměry a třída pevnosti), řešení ze železobetonu může být dále rozvíjeno ovšem za předpokladu, že budou uvažovány i další aspekty (tj. vzpěr/štíhlost a vlastní tíha prvku). Pro konstrukční prvek v jedné konkrétní zemi platí: • jak ocel, tak i železobeton mají menší plochy průřezu než dřevo při stejné nosnosti, • jak ocel, tak železobeton mají menší „plochu paty“ než dřevo, tzn. že konstrukční prvek zabírá menší plochu podlahy, což je významné kritérium všude tam, kde je plocha zabraná konstrukčními prvky důležitá z hlediska ekonomiky (např. při prodeji či pronájmu bytů a kanceláří se uvažuje „čistá podlahová plocha“), • cena: ocel vychází o 20 % dražší a železobeton o 71 % levnější než dřevěný sloup, • svázané emise CO2: ocel o 226 % více a železobeton o 154 % více než dřevěný prvek. Na základě uvedených hodnot se zdá, že emise z betonu jsou 1,5krát vyšší než emise ze dřeva a emise z oceli dokonce 2,2krát vyšší. Nezapomeňme ale, že údaje o dřevě by měly být o něco vyšší proto, aby byla zohledněna spojení na každém konci. Každopádně v tomto konkrétním případě se zdá, že dřevo je materiál opravdu „přátelský k životnímu prostředí“. To ale má svou cenu. V posledním řádku tab. 4 (řádek 5) jsem se pokusil vyjádřit dohromady jak aspekt ekonomický, tak i aspekt udržitelného rozvoje životního prostředí. Náklady na 1 m vysoký sloup jsou vyděleny kilogramy svázaných emisí CO2. Tím získáme 8

Tab. 4 Analýza udržitelného rozvoje na 1 m vysokém sloupu, porovnání výsledků ❚ Tab. 4 Sustainability analysis of 1 m high column, comparison of results

ECO2 C (ECO2)

Jednotky m2 % m2 % €/m % kg/m % €/kg %

Dřevo 0,09 100% 0,09 100% 27 100% 7,2 100% 3,8 100%

Ocel 0,003 3% 0,02 25% 32,3 120% 24,2 336% 1,3 36%

Železobeton 0,04 44% 0,04 44% 7,8 29% 18,3 254% 0,4 11%

náklady C(ECO2) na 1 kg svázaných emisí CO2 v 1 m uvažovaného sloupu. Čím nižší je toto číslo, tím lépe. Při tomto porovnání je dřevo překvapivě tím nejhorším materiálem. Ocel a železobeton vycházejí o mnoho lépe, čísla pro ocel jsou 3krát lepší a pro železobeton až 10krát lepší než pro dřevo. Rozhodnutí, zda preferovat hledisko ekonomické nebo environmentální, je věc politická a společenská, a to zejména v době nouze o finanční prostředky. Pokud jsou ale brány v úvahu jak technické, tak i ekonomické aspekty, je optimální řešení zjevné. Přestože se náklady (ceny) v jednotlivých zemích liší a hodnoty ECO2 nejsou ani náhodou obecně porovnatelné, má toto relativní srovnání všeobecnou platnost a vysvětluje, proč železobeton byl a stále je nejpoužívanějším stavebním materiálem: jednoduše proto, že za daných konstrukčních a environmentálních podmínek je to materiál nejefektivnější. Dalším důležitým aspektem je, že na rozdíl od druhých dvou konkurenčních řešení je možné železobeton v případě potřeby dále optimalizovat složením směsi. Producenti dřeva nemohou snižovat množství svázaných emisí CO2 ve dřevě. U betonu je to možné jednak výběrem cementu (směsné cementy jsou jak technicky, tak i environmentálně přívětivým řešením) a jednak jeho množstvím, které přímo ovlivňuje pevnost betonu. Pokud použijeme termín ze stavební mechaniky „nemechanickým“ způsobem, můžeme říct, že výrobci betonu mají k dispozici více „stupňů volnosti“ v návrhu a použití svého produktu. Neboli konkurence nemá stejný prostor pro technická vylepšení, jaký je v případě betonu k dispozici. Na příklad, pokud je hlavním cílem snížení obsahu svázaných emisí CO2 a z toho důvodu je akceptovatelné zvýšení ceny, může být v případě betonu velmi jednoduše nalezeno řešení „přátelské k životnímu prostředí“: třeba použití nižší třídy betonu (méně cementu) s vyšším stupněm vytužení (tab. 2) a větší plochou průřezu. Toto je pouze jedna z možností, existují i další alternativní řešení. Zde předložená studie je založena na optimálním dřevěném příčném průřezu. Toto řešení však může být jako takové zavádějící, protože existují silná omezení týkající se maximálního možného zatížení, které je dřevěný prvek schopný přenést. Výše popsaný dřevěný sloup o průřezu 300 × 300 mm pevnostní třídy C30 přenese maximální osovou sílu velikosti 860 kN (86 t). Tato únosnost může vyhovovat pouze stavbám s omezeným počtem podlaží – tj. přesně tam, kde je dřevo skutečně používáno. Pokud je však potřeba vyššího počtu podlaží a/nebo přenesení většího osového zatížení, neexistuje pro dřevo odpovídající technické řešení. V ta-


❚

2/2013

TÉMA Obr. 3 Ocelový profil HEA ❚ Fig. 3 Steel profile HEA

3

kovém případě je pro architekta dostupná pouze varianta ocelová a železobetonová. Dalším aspektem může být velikost ideálně navrženého průřezu x unifikované rozměry dřevěných a ocelových prvků dostupných na trhu. Komerčně dostupné rozměry trámu se zvyšují po stanovených krocích, stejně jako jejich nosnost. To platí i u oceli: ocelové sloupy jsou obvykle navrhovány z HEA profilů (obr. 3), jejichž rozměry průřezu rostou po 20 mm. Z toho vyplývá, že plocha průřezu, a tím i jeho únosnost, se v jednom kroku mění přibližně o 20 %. Z ÁV Ě RY

Příklad popsaný v tomto příspěvku, věnující se uplatnění „koeficientů zlepšení“ pevnosti, nákladů a svázaných emisí CO2 pro železobeton, přináší optimalizaci návrhu konstrukce a jednoduché vyhodnocení ceny a množství svázaných emisí CO2. Získané výsledky ukazují, že železobeton je skutečně výhodný materiál jak z hlediska nákladů, tak i z hlediska životního prostředí. Přestože jsme uvažovali jednoduchý a „ideální“ konstrukční prvek – centricky zatížený masivní sloup (bez vlivu vzpěru/štíhlosti), může být podobný postup použit i na vyhodnocení komplexnějších případů železobetonových prvků, např. excentricky zatížených sloupů, desek, trámů apod. U těchto prvků řídí množství materiálu, jejich cenu a dopad na životní prostředí nejenom jejich nosnost, ale i další aspekty (např. průhyby od užitného zatížení, geometrie průřezu atd.). Díky možnosti flexibilního návrhu, výroby/montáže a použití můžeme předpokládat, že železobeton bude velmi dobře skórovat i v případě zahrnutí všech otázek udržitelného rozvoje do návrhu konstrukčních prvků. Při navrhování betonových konstrukcí musíme ocenit a pochopit, že v případě dvousloužkových kompozitních materiálů, jako je železobeton, jsou vždy možné alternativy, které jsou spojeny s požadovanou únosností a/nebo dopadem na životní prostředí. Můžeme: • měnit plochu průřezu betonu a/nebo betonářské oceli; • optimalizovat složení betonu tak, aby vyhovělo jakýmkoli specifickým požadavkům na inženýrské vlastnosti nebo požadavkům na udržitelný rozvoj. Tyto „stupně volnosti“ dělají ze železobetonu velmi atraktivní stavební materiál, který může být vyroben přesně „na míru“ ve smyslu rozměrů i technických vlastností – a to znamená nižší spotřebu materiálu, nižší náklady a nižší zátěž pro životní prostředí. Pokud uvažujeme další přirozené vlastnosti betonu, dostupné bez jakýchkoli dalších nákladů – odolnost při požár2/2013

❚

❚

TOPIC

Poznámky, literatura: http://sparch.unipr.it/didattica/att/7bf4.7390.file.pdf 1 2 Těleso namáhané tahem nebo tlakem, s příčným průřezem o ploše A, se poruší, je-li zatíženo silou F: silou na mezi únosnosti. Poměr f = F/A udává napětí v průřezu dosažené při porušení, obvykle vyjádřené v MPa. 3 Objemová hmotnost materiálu ρv je hmotnost m na jednotku objemu V (ρv = m/V). Ve fyzice se také mluví o tíze G. Vztah mezi objemovou hmotností a tíhou je: G = m g, kde g je tíhové (gravitační) zrychlení (9,81 m s-2). Podle mezinárodního systému jednotek SI je objemová hmotnost vyjadřována v kg/m3, zatímco tíha v kN/m3 (1 kg = 9,81 N, přibližně 1 kg = 10 N). V běžném životě se pro vyjádření hmotnosti často používá metrická tuna (t) (1 t = 10 000 N = 10 kN). 4 Pro EXPO 2015 v Miláně je plánována 15podlažní budova: 12 dřevěných podlaží na třech betonových. 5 Min. a max. hodnoty jsou převzaty z EN 338 Konstrukční dřevo – Třídy pevnosti (pro dřevo tříd C20-C50). 6 Unifikované ocelové, dřevěné a betonové prefabrikované prvky s rozměry určenými při výrobě v továrně se na stavbách běžně používají. Monolitický beton může být teoreticky vyroben v libovolných rozměrech, ve skutečnosti však v praxi běžně dochází k používání určitých rozměrových modulů. 7 Výraz ρ (fyd / fcd) = (As fys / Ac fcd) je nazýván „mechanický stupeň vyztužení“. Každý z materiálů je „vynásoben“ jeho vlastní návrhovou pevností. 8 Všechny ceny jsou určeny „ke vjezdu na staveniště“. Ceny za zabudování do stavby nejsou uvažovány. U dřeva a oceli se jedná o osazení a připojení prvku (materiál a práce), u betonu o bednění, uložení a ošetřování. Pokud by došlo k započítání těchto cen, vzájemné pozice porovnávaných materiálů by to nijak významně neovlivnilo. 9 Směrnice EPD v souladu s EN 15804 uvádí 24 environmentálních parametrů. 10 Bulletin 67, 2012 – Guidelines for green concrete structures, str. 15, www.fib-international.org 11 Ceny stavebních materiálů a prací jsou v Itálii publikovány buď jejich výrobci, nebo místní Hospodářskou Komorou. Pro beton je to: http://www.calcestruzzi.it/NR/rdonlyres/A41E2D909532-44E4-A938-4A1BF9946F04/0/Listino_giugno2012nocrocini.pdf 12 Embodied CO2 of concrete, timber and steel: Fib Bulletin 67, 2012– Guidelines for green concrete structures. 13 V případě dřevěného sloupu se pouze výjimečně používá pevnostní třída dřeva vyšší než C30, protože není standardně dostupná na trhu. 14 http://www.elencoprezzi.provincia.tn.it 15 http://www.concretecentre.com/pdf/Embodied_CO2_of_ Structural_Frames.pdf

ní situaci, tepelná akumulace = tepelná stabilita, závěr je jednoznačný: ignorujte mýty, soustřeďte se na fakta a pro opravdu udržitelnou stavbu použijte beton. Professor Francesco Biasioli Secretary General of European Readymixed Concrete Organisation ERMCO Office Boulevard du Souverain 68, B 1170 Brussels Belgium tel.: +322 645 5212, 0039 320 3931 440, e-mail: [email protected] Dept. of SGBE Polytechnic of Turin Corso Duca degli Abruzzi 24, 10129 Torino, Italy tel.: 0039 011 0905 338, e-mail: [email protected]

Oznámení: Francesco Biasioli přednese tuto přednášku dopoledne 16. 5. 2013 v úvodním bloku odborného semináře Sanace v Brně a dále 17. 5. 2013 v 10 hod dopoledne na Fakultě stavební ČVUT v Praze. Pro pražské vystoupení je nutná rezervace u Svazu výrobců betonu ČR ([email protected]).


9

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E

❚

STRUCTURES

HEINZ ISLER, STAVITEL SKOŘEPIN ❚ HEINZ ISLER, MASTER BUILDER OF SHELL STRUCTURES

1

Jiří Stráský Příspěvek připomíná práci velkého švýcarského inženýra, který je především znám jako autor pozoruhodných skořepinových konstrukcí. ❚ This paper reminds us of work of a great Swiss engineer, who is – first of all – known as the author of remarkable shell structures.

V roce 2009 zemřel Prof. Dipl. Ing. Heinz Isler, Dr.h.c., podle jehož projektů bylo postaveno více než 1 500 skořepinových konstrukcí. Navrhoval krásné a úsporné stavby (obr. 1), které byly vyvinuty na základě modelových zkoušek. Prof. Isler tyto konstrukce nejen projektoval, ale také se významně podílel na jejich realizaci a na ověření jejich funkce za provozu. Jeho konstrukce mají originální tvar, jsou velmi úsporné a vyžadují minimální údržbu. Jeho filozofie navrhování a především jeho konstrukce jsou popsány v řadě knih a publikací [1], [3], [4], [8], [9], [10], mimo jiné také v knize profesora Billingtona „The Tower and the Bridge – The New Art of Structural Engineering” [2]. Podle Billingtona tento termín vystihuje konstrukce, které v sobě kombinují architektonickou krásu s konstrukční efektivitou, kterou představuje minimální spotřeba materiálu. A inženýři, kteří tyto konstrukce vytváří, jsou structural artists – umělci navrhující konstrukce. Heinz Isler patří mezi přední inženýry 10

– umělce, kteří svými pracemi [6], citlivým přístupem k životnímu prostředí a svými životními postoji ovlivnili generace inženýrů. Proto je vhodné připomenout jeho přístup k navrhování a jeho významné práce. Jeho filozofii lze shrnout do třech bodů: • jednoduchost a skromnost prostředků, • čistota konceptu, • preciznost provedení. Je všeobecně známo, že řetěz nebo lano zavěšené mezi dvěma body a zatížené vlastní tíhou zaujme tvar řetězovky a je namáháno jen tahem. Při stejném zatížení je obrácená řetězovka namáhána jen tlakem. Použití obrácené řetězovky pro návrh tvaru oblouku bylo známo již koncem sedmnáctého století. Britský vynálezce, filozof a architekt Robert Hooke použil tento princip v roce 1670, když radil svému příteli Siru Christopherovi Wrenovi při přestavbě St. Paul’s Cathedral v Londýně. V roce 1748 použil tento princip také Giovanni Poleni při zjišťování příčin výskytu trhlin v kupoli St. Peter v Římě. Antoni Gaudí použil tento princip také při návrhu krypty kostela Colonia Güell, Santa Coloma de Cervelló, poblíž Barcelony postavené v letech 1898 až 1914 a při návrhu dalších staveb [1]. Stejný princip využil Heinz Isler v padesátých letech minulého století při návrhu prostorových skořepin. V minu-

Obr. 1 Zahradní centrum Bürgi, Camorino ❚ Fig. 1 Bürgi Garden centrum, Camorino Obr. 2 Volné tvary skořepin Fig. 2 Shells’ free shapes

❚

Obr. 3 Skořepina tvaru polštáře, a) sestavení modelu, b) nafouknutý model, c) princip řešení ❚ Fig. 3 Bubble shell, a) model assembly, b) inflated model, c) principle solution Obr. 4 Skořepina tvaru polštáře – typické uspořádání ❚ Fig. 4 Bubble shell – typical arrangement

lém století nahradili inženýři kamenné anebo cihelné kopule a klenby štíhlými betonovými skořepinami. Jejich tvar však odvozovali od známých ploch definovaných jednoduchými matematickými vzorci. Např. Torrojova tržnice Algeciras postavená v Andalusii v roce 1933, anebo Nerviho Palazzetto dello Sport, postavený v Římě v roce 1957 měly tvar segmentu kruhové kopule (koule) a Candelův Los Manantiales Restaurant postavený v Mexico City v roce 1957 je sestaven z osmi vzájemně spojených skořepin tvaru hyperbolického paraboloidu, situovaných nad kruhovým půdorysem [2], [11]. Změnu přinesl v září roku 1959 Heinz Isler, který ve svém příspěvku „New Shapes for Shells“ (Nové tvary sko-


❚

2/2013


❚

STRUCTURES

3a

2

3b

4

3c

řepin) [5], prezentovaném na prvním kongresu nově vytvořené organizace International Association for Shell Structures (IASS) v Madridu, přibližně na padesáti řádcích a devíti obrázcích stručně popsal inovativní metodu pro nalezení (form finding) složitějších skořepin volných tvarů (free-form): volně tvarovaného kopce (freely shaped hill), membrány pod tlakem (membrane under pressure) a obrácené zavěšené textilie (hanging cloth reversed). Příspěvek ukončil obrázkem obsahujícím 39 náčrtků konstrukcí a zkratkou „etc.“ (atd.) poukazující na nekonečné množství dalších možných tvarů skořepin (obr. 2). A co víc, popsaný postup demonstroval na příkladech řady skořepin posta2/2013

❚

vených nad více než 11 000 m2. Princip volně tvarovaného kopce vycházející z principu stability svahů použil při návrhu atomového krytu z prostého betonu schopného přenést tlak 600 kN/m2. Principu membrány pod tlakem využil při návrhu skořepin tvaru polštáře, které jsou také nazývané bublinové skořepiny (bubble shells). Tyto skořepiny obdélníkového půdorysu jsou převážně navrhovány pro průmyslové objekty. Princip hledání tvaru skořepiny pomocí zavěšené textilie využil u řady sportovních a výstavních konstrukcí. Po nalezení tvaru vždy funkci konstrukce ověřoval na modelech. Princip nalezení tvaru posledních dvou typů konstrukcí, jejich ověření na modelech a realizace popíšeme dále.


S K O Ř E P I N Y T VA R U P O L Š TÁ Ř E ( B U B B L E SHELLS)

Inspirací pro návrh konstrukce dvojí křivosti nad obdélníkovým půdorysem byl nafukovací polštář. Aby mohl takovouto konstrukci navrhnout, vytvořil jednoduchý model. Mezi dřevěný rám a tuhou podložku vložil gumovou membránu. Tlakem vzduchu, vháněného podobně jako při nafukování kola, se gumová membrána zdeformovala do ekonomického tvaru (obr. 3). Protože guma není schopna přenášet tlak ani ohyb, je membrána namáhána jen tahem. Pro opačné zatížení bude konstrukce namáhána jen tlakem. Tvar konstrukce lze pak jednoduše zafixovat jejím sádrovým odlitkem. Po pečlivém 11


❚

STRUCTURES

6

5

7

8

Obr. 5 Skořepina tvaru polštáře – předpětí okrajového nosníku, a) půdorys rohu, b) příčný řez ❚ Fig. 5 Typical bubble shell – prestressing of the edge girder, a) plan of the corner, b) cross section Obr. 6 Skořepina tvaru polštáře – typické uspořádání haly ❚ Fig. 6 Bubble shell – typical arrangement of the hall Obr. 7 Střecha haly Moser AG, Lysach, a) řez B-B, b) řez C-C, c) řez A-A, d) půdorys ❚ Fig. 7 Roof of the Moser AG hall, Lysach, a) section B-B, b) section C-C, b) section A-A, d) plan Obr. 8 Střecha haly Moser AG, Lysach ❚ Fig. 8 Roof of the Moser AG hall, Lysach Obr. 9 Distribuční centrum COOP, Wagen bei Olten, a) řez A-A, b) půdorys ❚ Fig. 9 COOP distribution centre, Wagen bei Olten, a) section A-A, b) plan Obr. 10 Distribuční centrum COOP, Wagen bei Olten – skruž skořepiny ❚ Fig. 10 COOP distribution centre, Wagen bei Olten – falsework

12


❚

2/2013


9

STRUCTURES

10

změření odlitku získal Prof. Isler tvar skořepiny, který dále ověřil na modelu konstrukce postavené z polyesterové pryskyřice. V modelu tlak vzduchu působí kolmo na plochu membrány, která je okrajovým rámem pevně připojena k podložce bránící jejímu vodorovnému posunu. Ve skutečnosti působí tíha konstrukce vždy svisle a podpěry nejsou neposuvné. Pokud je vzepětí skořepiny malé, lze rozdíl mezi svislým zatížením a zatížením kolmým na membránu zanedbat. Měření deformací a reakcí modelů konstrukcí na modelech konstrukcí pak prokázaly, že 90 % zatížení je přenášeno v rozích skořepiny a jenom 10 % na okrajích. Tato skutečnost umožnila konstrukci dále zjednodušit. Skořepina je po obvodu podepřena nízkými nosníky, které přenáší zatížení do rohů podepřených sloupy (obr. 4). Nosníky, včetně rýhy sloužící pro odvodnění, mají výšku přibližně rovnou 1/25 jejich rozpětí. Aby se omezily deformace skořepiny, jsou nosníky předepnuty parabolickými kabely, jejichž radiální síly vyrovnávají svislé reakce. Po celé ploše má nalezený tvar skořepiny stejnou křivost, jen v rozích je křivost opačná. Protože změna křivosti vyvolává koncentrace namáhání, byly rohy konstrukce zaobleny. Opačná křivost a koncentrace namáhání tak byly jednoduše odstraněny. Zaoblení pak také umožnilo jednoduché kotvení předpínací výztuže (obr. 5). Vznikl tak standardní typ konstrukce, z kterého bylo možné sestavit variabilní zastřešení nad jakýmkoliv půdorysem (obr. 6). Jednotlivé skořepiny 2/2013

❚

❚

byly navrženy pro rozpětí 22 až 59 m. Vnitřní sloupy sestav skořepin byly navrženy s odvodňovacími rourami odvádějícími vodu do kanalizace. Skořepiny do rozponu 25 x 25 m byly ve vrcholu doplněny světlíkem průměru 5 m, větší skořepiny byly doplněny čtyřmi anebo více světlíky. Světlíky je možné nadzdvihnout, a tak slouží nejen k osvětlení prostoru pod skořepinou, ale také k jeho odvětrávání. Skořepiny byly betonovány do ztraceného bednění z polystyrenových panelů, které současně tvoří tepelnou izolaci. Panely byly osazeny s háky zakotvenými ve skořepině. Povrch betonu byl, jako u většiny Islerových skořepin bez hydroizolace. Skořepiny do rozponu 25 x 25 m mají tloušťku 80 mm, skořepiny většího rozponu mají tloušťku 100 mm. V letech 1956 až 1998 bylo postaveno 757 Bubble Shells. Z řady konstrukcí uvádíme dvě. První byla postavena pro firmu Moser AG v Lysachu, druhá pro firmu COOP ve Wagenu bei Olten.

COOP, Wagen bei Olten, 1960 Největší Islerova „Bubble Shell“ byla postavena pro distribuční centrum firmy COOP. Skořepina tloušťky 100 mm zastřešuje obdélníkový půdorys o rozměrech 54,6 x 58,8 m (obr. 9 a 10). Skořepina o vzepětí 9 m je ztužena okrajovými nosníky podporovanými šesti sloupy. Vytváří volný prostor nad půdorysem plochy větším než 3 200 m2, do kterého zajíždí vagony vlaků. Prostor pod skořepinou je osvětlen sedmnácti kruhovými světlíky. S ohledem na rozměry skořepiny bylo nutno ověřit její stabilitu na modelu konstrukce postavené v měřítku 1 : 50. Na základě výsledku testů je skořepina v místě jejího vetknutí do okrajových nosníků zesílena na 150 mm. Světlíky o průměru 4,5 m, které představují 4 % plochy skořepiny, jsou uspořádány tak, aby tlakové čáry diagonálně spojující rohy skořepiny byly spojité.

Střecha haly Moser AG, Lysach, 1964 Konstrukce je sestavena z deseti skořepin půdorysného rozměru 22 x 22 m (obr. 7). Skořepiny jsou uspořádány ve dvou řadách. Vždy 2 x 2 skořepiny jsou monoliticky spojeny. Oproti typickým konstrukcím jsou podélné ztužující nosníky zesíleny a mají krátkou konzolu podpírající kolejnice jeřábové dráhy nosnosti 5 t (obr. 8). Konstrukce celkové plochy takřka 500 m2 má jenom čtyři vnitřní sloupy podpírající jak skořepiny, tak i jeřábové dráhy s rozpětím 22 m.

Princip hledání tvaru skořepiny pomocí obrácené zavěšené textilie (hanging cloth reversed) demonstroval Heinz Isler na mezinárodním semináři organizovaném Morphology Group IASS, který se konal v roce 1994 ve Stuttgartu. Nejdříve na pevnou podložku se čtyřmi sloupky zavěsil textilii. Potom v mělké misce namíchal samozhutnitelnou polyesterovou pryskyřici a textilii do ní ponořil. Po chvíli ji jemně vyzdvihl. Textilie se pod tíhou pryskyřice deformovala a zaujala výslednicový tvar (obr. 11). Ultrafialovým zářením pak urychlil tuhnutí pryskyřice.


S K O Ř E P I N Y V O L N É H O T VA R U (FREE FORM SHELLS)

13


❚

STRUCTURES

11

12

13

14

15

Podobným způsobem může být hledán tvar konstrukce v zimě, kdy se mokrá textilie nechá zmrznout. Je samozřejmé, že najít správný tvar není jednoduché. Při hledání tvaru je nutno zohlednit modelovou podobnost a velikost vodorovných sil v podepření. Mimo praktické zkušenosti s vytvářením modelů a jejich následného měření, je nutné mít cit pro estetiku konstrukcí a mít zkušenosti s jejich statickým chováním. Proto byly v kanceláři 14

Prof. Islera archivovány veškeré vývojové modely, které soužily k hledání tvarů a k optimalizaci konstrukčního řešení. Při návrhu konstrukcí byly modely v husté ortogonální síti několikrát měřeny a změřené hodnoty byly ve velkém měřítku vyneseny. Pokud změřené hodnoty nevytvořily hladkou křivku, upravovaly se tak, aby plocha měla hladký, spojitý průběh. Hledání tvaru skořepiny byl první

krok. Potom následovalo ověření působení konstrukce na modelech, návrh skruže a bednění, vyztužení, technologie betonáže a dlouhodobé sledování skořepiny. Modely konstrukcí byly převážně navrhovány z polyesterové pryskyřice (obr. 12). V souladu s modelovou podobností byly modely zatěžovány přes dřevěné podložky rovnoměrně umístěné na povrchu modelu. Z řady realizovaných konstrukcí uvádíme zde ty nejzajímavější.


❚

2/2013

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E Obr. 11

Hledání tvaru skořepiny – zavěšená textilie

Obr. 12

Ověření tvaru – statický model

❚

Fig. 12

❚

Fig. 11

Form finding – hanging cloth

Form verification – static model

Obr. 13 Zahradní centrum Florétites Clause SA, St. Appoline, Paříž ❚ Fig. 13 Florétites Clause SA Garden Centre, St. Appoline, Paris Obr. 14 Zahradní centrum Florétites Clause SA, St. Appoline, Paříž, a) pohled A-A, b) řez B-B, c) půdorys, d) podepření skořepiny ❚ Fig. 14 Florétites Clause SA Garden Centre, St. Appoline, Paris, a) view A-A, b) section B-B, c) plan, d) shell support Obr. 15 Továrna Kilcher, Rocherswil, Solothurn – fotografie archiektonického modelu ❚ Fig. 15 Kilcher Factory, Rocherswil, Solothurn – photos of the architectural model Obr. 16 Továrna Kilcher, Rocherswil, Solothurn, a) pohled A-A, b) řez B-B, c) půdorys, d) řez C-C ❚ Fig. 16 Kilcher Factory, Rocherswil, Solothurn, a) view A-A, b) section B-B, c) plan, d) section C-C Obr. 17

Zahradní centrum Bürgi, Camorino

❚

Fig. 17

Bürgi Garden centre, Camorino

STRUCTURES

ze studia modelů konstrukcí s přímými a zakřivenými okraji. Při projektování Isler přesvědčil schvalující stavební úřad, aby místo statické analýzy konstrukce, jejíž tvar nelze jednoduše matematicky definovat, přijal pro průkaz její bezpečnosti výsledky modelového měření. Konstrukce měla velký úspěch, a proto podle jeho projektů byly ve Francii postaveny tři další podobné konstrukce. Diagonální rozpětí těchto skořepin je od 31 do 46,6 m. Továrna Kilcher, Rocherswil, Solothurn, 1965 Švýcarská firma Kilcher zabývající se výrobou izolací, hodlala postavit továrnu na pozemku situovaném poblíž nově otevřené dálnice. Také ona chtěla postavit stavbu, jejíž konstrukce upoutá pozornost uživatelů komunikace. Prof. Isler navrhl transparentní skořepinu, jejíž architektonické působení demonstroval na modelu. Krása a bohatost tvarů, které mohou postupně vidět uživatelé dálnice projíždějící kolem, jsou zřejmé ze sady fotografií postupně se otáčejícího se modelu konstrukce (obr. 15). Skořepinová konstrukce s rozpětím 25,3 x 25,3 m zastřešuje čtvercový půdorys o straně 20 m (obr. 16). Vodorovná síla je zachycena radiálně uspořádanými předpjatými táhly. Okraje skořepiny tloušťky 90 mm mají dovnitř zakřivené okraje. S ohledem na omezený prostor stavby nemohl Isler zvětšit rozpětí skořepiny, a tak navrhnout její optimální tvar. Proto navrhl konstrukci, která má výslednicový tvar pro zatížení dané vlastní tíhou a pro zatížení svislými silami působícími v rozích čtvercových stěn. Tuto sílu vyvodil svislými předpínacími tyčemi. Skořepina pak v místě kotvení tyčí mění křivost.

16

17

Zahradní centrum Florétites Clause SA, St. Appoline, Paříž, 1965 Na pozemku situovaném poblíž dálnice chtěla francouzská firma Florétites Clause SA postavit atraktivní zahradní centrum (obr. 13). Protože vedení firmy vidělo předcházející Islerovy skořepiny volných tvarů, požádali ho, aby podobnou konstrukci postavil i zde. Isler navrhl konstrukci nad pětiúhelníkovým půdorysem s délkou stran 2/2013

❚

❚

25,27 m a s diagonálním rozpětím 41 m (obr. 14). V podepření je vodorovná síla zachycena radiálně uspořádanými předpjatými táhly (obr. 14d). Skořepina tloušťky 80 mm má v půdoryse zakřivené okraje. U zavěšené textilie se tyto okraje deformují opačně, než část skořepiny mezi spojnicemi podpěr. Vzniká tak ztužující obruba, která je v pohledu velmi štíhlá a přirozeně vytváří ochranu proti dešti nebo stín. Tento originální tvar vyplynul


Zahradní centrum Bürgi Garden, Camorino, 1973 Velmi podobnou konstrukci navrhl Prof. Isler pro zahradní centrum v Camorinu (obr. 1 a 17). Více volného prostoru umožnilo návrh konstrukce většího rozpětí 27,16 x 27,16 m. Svislé předpínací tyče pak bylo možné vypustit. Čerpací stanice, Deitingen Süd, 1968 Krásná a atraktivní skořepina také zastřešuje čerpací stanici u dálnice N1, která spojuje Bern s Zürichem (obr. 18). Zastřešení je tvořeno dvěma trojúhelníkovými skořepinami situova15

❚


STRUCTURES

18

19

Obr. 18

Čerpací stanice, Deitingen Süd

❚

Fig. 18

Gas Station, Deitingen Süd

Obr. 19 Čerpací stanice, Deitingen Süd, a) řez A-A, b) půdorys Deitingen Süd, a) section A-A, b) plan

❚

Fig. 18

Gas station,

Obr. 20 Tenisová hala v Solothurnu, a) řez A-A, b) řez B-B, c) půdorys, d) podepření skořepiny ❚ Fig. 20 Solothurn Tennis hall, a) section A-A, b) section B-B, c) plan, d) shell support Obr. 21

Tenisová hala v Düdingenu – skruž

❚

Fig. 21

Obr. 22 Tenisová hala v Düdingenu – postupná výstavba Tennis hall – progressive erection

Düdingen Tennis hall – falsework ❚

Fig. 22

Düdingen

nými po obou stranách servisní budovy (obr. 19). Totožné skořepiny tloušťky 90 mm vytváří nad trojúhelníkovým půdorysem 26 x 31,6 m plochu dvojí křivosti, která jim dává nejen dostatečnou únosnost, ale také stabilitu. Podélná vodorovná síla je zachycena předpjatými táhly probíhajícími servisní budovou. Příčná vodorovná síla je zachycena střešní železobetonovou deskou; celková stabilita systému je garantována ztužujícími stěnami budovy. Aby skruž a bednění skořepiny bylo možné znovu použít, stavěly se konstrukce postupně. Proto byly podélné předpínací kabely zachycující podélnou vodorovnou sílu kotveny v budově, kde se vzájemně překrývají. Zastřešení tenisových hal a plaveckých bazénů Jedna z nejúspěšnějších Islerových konstrukcí je skořepina vyvinutá pro zastřešení tenisových hal a plaveckých bazénů. Tento typ skořepiny byl poprvé navržen v roce 1978 pro zastřešení tenisových hal v Düdingenu. Zastřešení tvoří tři skořepiny půdorysného rozměru 18,6 x 48,5 m; jejich tloušťka je 90 až 100 mm. Od té doby bylo po celém Švýcarsku postaveno čtyřicet pět podobných konstrukcí (obr. 20). Návrh těchto skořepin vyžadoval velkou dovednost a zkušenost, protože je velmi obtížné navrhnout skořepinu dvojí křivosti nad protáhlým obdélníkem. V tomto případě se obvykle navrhuje konstrukce jednoduché křivosti, která je ukončená ztužujícím nosníkem přenášejícím zatížení do krajních podpěr. Islerova konstrukce dvojí křivosti vyplynula z řady modelových měření skořepin různých vzepětí. Z modelových zkoušek tak vzešel standardizovaný tvar šířek 17,75 a 18,6 m a délek 48 m. Skruž těchto skořepin tvořil vel-

20

21

16


❚

2/2013


❚

STRUCTURES

A TRIMBLE COMPANY

MODERNÍ NÁSTROJ PROJEKTOVÁNÍ ŽELEZOBETONOVÝCH KONSTRUKCÍ VE 3D

TEKLA STRUCTURES W kompletní výrobní dokumentace W automaticky generované výkresy, včetně výztuží W propojení modelu se statickými programy W možnost plánování a řízení stavby

w w w.construsoft .cz

22

2/2013

❚


17

Firemní prezentace

Seznamte se s programem TEKLA STRUCTURES, kontaktujte nás a získejte zdarma testovací verzi.


❚

STRUCTURES

23

mi elegantní rošt z lepených dřevěných nosníků (obr. 21). Standardizovaný tvar skořepin umožnil jejich opakované použití (obr. 22) a postupnou výstavbu. Ztracené bednění skořepin tvořily desky z dřevěné vaty, které současně tvoří tepelnou a zvukovou izolaci. Aby nedošlo k oslnění hráčů, jsou haly obvykle osvětleny svítidly rovnoměrně zavěšenými nad hracími plochami; kruhové světlíky jsou navrženy jen v prostoru mezi nimi. Podobné konstrukce postavené nad čtvercovými půdorysy 32,5 x 32,5 m a 35 x 35 m byly také navrženy pro zastřešení plaveckých bazénů v Heimbergu a v Aareparku v Brugg (obr. 23 a 24). 24

Zastřešení otevřeného divadla v Grötzingenu, 1977 Ve spolupráci s architektem Michaelem Balzou navrhl Heinz Isler také zastření otevřených divadel postavených v Stettenu a Grötzingenu (obr. 25). Skořepina plochy 600 m2 má maximální rozměry 28 x 42 m. Skořepina tloušťky 90 až 120 mm je podepřena v pěti bodech vzájemně spojených předpjatými táhly situovanými pod hledištěm. Realizace této skořepiny ukazuje, jak elegantní konstrukce volného tvaru může být hospodárně navržena. Protože konstrukce byla vyvinuta ze zavěšeného modelu, je namáhána jen tlakem. Je tedy velmi štíhlá, a protože je bez bez trhlin, má dlouhou životnost. BETONOVÉ SKOŘEPINY

Jak bylo uvedeno v úvodu, popsané skořepiny mají výslednicový tvar, to znamená, že jsou pro zatížení vlast-

25

18


❚

2/2013

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E Obr. 23 Plavecký bazén Brugg, Aarepark ❚ Fig. 23 Brugg Swimming pool, Aarepark Obr. 24 Plavecký bazén Brugg, Aarepark Fig. 24 Brugg Swimming pool, Aarepark

❚

Obr. 25 Střecha otevřeného divadla v Grötzingenu, a) pohled A-A, b) půdorys, c) řez B-B ❚ Fig. 25 Roof of the open theater in Grötzingen, a) view A-A, b) plan, c) view B-B

ní tíhou namáhány jen tlakem. Protože všechny skořepiny mají dvojí křivost, mají také dostatečnou stabilitu. Jelikož tlakové namáhání betonu je jen v rozsahu 1,5 až 3 MPa, jsou deformace skořepin velmi malé. Proto i dlouhodobé deformace vyvolané dotvarováním betonu jsou minimální. Protože skořepiny jsou namáhány jen tlakem, nevznikají v nich trhliny. To vedlo Prof. Islera k návrhu konstrukcí bez hydroizolací. Hutný beton brání prosakování vody, nebrání však prostupu páry – tedy volnému dýchání konstrukce. Skořepiny byly vždy betonovány do ztraceného bednění tvořeného tepelnou izolací, po zhutnění se povrch betonu vyhladil ocelovým hladítkem (rajblíkem). Vystouplé cementové mléko tak vytvořilo ochrannou vrstvu bránící karbonizaci betonu. V mikrotrhlinách, které vznikly na povrchu betonu, se časem usadily řasy dále chránící beton. Vývrty provedené ve skořepinách po dvaceti letech provozu potvrdily výtečný stav betonu i předpoklady návrhu. Jen některé skořepiny, např. skořepina Zahradního centra Florétites Clause SA, St. Appoline, Paříž, byly – s ohledem na atraktivitu místa – natřeny bílou barvou. Všechny Islerovy skořepiny jsou vyztuženy dvěma vrstvami betonářské výztuže, která zajišťuje přenos ohybového namáhání vyvolaného osamělými silami nebo nepředvídaným zatížením. Je zajímavé, že i dvoupatrová budova, kterou si Isler navrhl pro svoji projekční kancelář, má plochou střechu tvořenou deskou z předpjatého betonu, která také není chráněna hydroizo2/2013

❚

lací. V průběhu let na ní vzrostla vegetace, která spolu s okolní vegetací vytváří přirozenou klimatizaci a příjemné pracovní prostředí. DALŠÍ PROJEKTY

Mimo popsané konstrukce navrhoval Prof. Isler skořepiny tvaru hyperbolického paraboloidu, skořepinové přístřešky, domy a kostely. Zajímavé jsou také skulptury, z nichž snad nejzajímavější je skořepina postavená na břehu Ženevského jezera. Prof. Isler také navrhoval a vyvíjel průsvitné skořepiny z polyesterové anebo epoxidové pryskyřice. Společně s architektonickou kanceláří Günter Behnish and Partners vypracoval Heinz Isler také vítězný návrh střechy Olympijského stadionu v Mnichově. Spolu s Prof. Leonhardtem a Prof. Schlaichem se pak podílel na jejím konečném řešení. Z ÁV Ě R

V současné době mnozí architekti navrhují konstrukce charakterizované naprostou volností tvarů odvozených ne z jejich statické funkce, ale z jejich představ. Mluví se o hledání volných tvarů (free form finding) a o tak zvané tekuté architektuře (liquid architecture). Protože tvary těchto konstrukcí nevychází z jejich statické funkce, navrhují se tyto stavby obvykle tak, že se vytvoří tradiční nosný systém, na který se připevní tvarovaný plášť. Pokud se použije tvárný beton, nehledí se na jeho spotřebu, ale jen na tvar konstrukce. Mnohdy se navrhují staticky nelogické konstrukce, jejichž cílem je ohromit a upoutat. Porovnáme-li tyto konstrukce s tvarově bohatými a současně skromnými a úspornými Islerovými konstrukcemi, vidíme jejich nelogičnost. Inženýr Heinz Isler navrhoval konstrukce, jejichž tvar vychází z hlubokého pochopení jejich působení. Jeho konstrukce jsou hospodárné, mají jasnou a čistou koncepci a jsou precizně provedené. V jejich návrhu vycházel Prof. Isler z charakteristických vlastností betonu, t.j. vysoké pevnosti v tlaku a jeho plastické tvárnosti. Proto je vhodné tyto konstrukce dále rozvíjet. V roce 1995 měl Prof. Isler na brněnské fakultě architektury přednášku a výstavu svých prací [12]. Podle prospektu distribuovaného na výstavě, Islerovo zastoupení v České republice zajišťují Centroprojekt Zlín a Průmyslové stavby Zlín. Pokud je však autorovi


❚

STRUCTURES

Literatura: [1] Addis B.: Building: 3 000 Years of Design Engineering and Construction, ISBN 978 0 7148 4146 5, Phaidon Press, Inc. New York 2007 [2] Billington D. P.: The Tower and the Bridge. The New Art of Structural Engineering. ISBN 0-691-02393-X, Princeton University Press, Princeton, New Jersey 1985 [3] Chilton J.: Heinz Isler, The Engineer’s Contribution to Contemporary Architecture, ISBN 0 7277 2878 4, RIBA Publications, Thomas Telford, London 2000 [4] Chilton J.: Heinz Isler’s Infinite Spectrum Form-Finding in Design, IASS Journal; p 68, John Wiley & Sons Ltd. 2010 [5] Isler H.: New Shapes for Shells, Bulletin of the IASS, No 8, Paper C3, 1961 [6] Isler H.: Twenty-Five Years Attempt for Structural Beauty, IABSE Congress Report, No. 11, 1980 [7] Musil J., Stráský J.: Získání optimálního tvaru skořepinové konstrukce, 19. Betonářské dny 2012, Hradec Králové: ČBS ČSSI. ISBN 978-8087158-32-6 [8] Otto F., Rash B.: Finding form, Towards an Architecture of the Minimal, ISBN 3-930698-66-8, Edition Maxel Magnes, Deutche Werkbund Bayern 1995 [9] Ramm E., Schunk E.: Heinz Isler Schalen, ISBN-13: 978-3728127921, VDF Hochschulverlag an der ETH Zurich 2002 [10] Robin T.: Engineering a New Architecture, Yale University Press, ISBN 0 300-06116-1, New Haven and London 1996 [11] Stráský J.: Félix Candela, stavitel, inženýr, umělec, Beton TKS 2/2009 [12] Werner J., Chybík J.: Islerovy střešní skořepiny v Brně, Stavitel 2/1996

článku známo, Islerovy konstrukce nebyly u nás dosud realizovány. V rámci řešení projektu Technologické agentury České republiky TA02011322: „Prostorové konstrukce podepřené kabely a/nebo oblouky“ se snažíme skořepinové konstrukce dále rozvíjet [7]. Studujeme je a ověřujeme postupy, v kterých zavěšené modely z textilií nahrazujeme zavěšenými membránami, které analyzujeme dostupnými nelineárními programy. Prof. Ing. Jiří Stráský, DSc., Eng. Fakulta stavební VUT v Brně Veveří 95, 602 00 Brno e-mail: [email protected] Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. Bohunická 50, 619 00 Brno e-mail: [email protected]

19


❚

STRUCTURES

OMEZUJÍCÍ POŽADAVEK ❚ RESTRAINING ORDER

Jim Martin Autor v článku popisuje celkový přístup k návrhu a realizaci dlouhé rámové konstrukce budovy z pohledového betonu bez dilatačních spár.

❚ The author outlines the approach

taken for the design of a long, exposed reinforced concrete frame building with no

1

movement joints.

The City of Westminster College je vysoká škola univerzitního typu s širokým záběrem vyučovaných předmětů v západním Londýně. Návrh nového kampusu, který nahradil původní objekt z 60. let minulého století, zpracoval dánský architekt Schmidt Hammer Lassen. Na realizaci 120 m dlouhé a sedm pater vysoké budovy z pohledového betonu byly kladeny velmi vysoké estetické požadavky. I N Ž E N Ý R S K É O TA Z N Í K Y

Klíčovým úkolem projektu nosné konstrukce bylo vyřešení dilatačních úseků betonových stropních desek, protože půdorys jednotlivých podlaží je velmi nepravidelný a bylo obtížné určit spojitou dilatační spáru přes celou budovu. Proto již v prvních fázích návrhu konstrukce objektu musel statik vymyslet vhodné uspořádání nosných prvků, aby architekt mohl dále rozmýšlet o prostorovém uspořádání budovy a přitom bylo jisté, že výsledná konstrukce bude schopná přenášet tahová napětí od smrštění betonu bez vzniku širokých trhlin. Budova je dlouhá 120 m a má čtyři tuhá betonová konstrukční jádra, která výrazně omezují možnost smršťování betonových stropních desek od vysychání. Pro řešení prostorového uspořádání doporučoval statik už v raných fázích projektu architektovi umístit tuhá jádra co nejblíže k sobě, aby se tak co nejvíce snížila tahová napětí v tvrdnoucím betonu. Dále byly desky navrženy poměrně silné, 300 mm na rozpětí 7,8 m, a byla snížena třída betonu na C28/35 z obvykle používaných C32/40, aby se 20

snížilo hydratační teplo, a tím i objemové změny od teplotního namáhání mladého betonu. Větší tloušťka desky způsobila vyšší počáteční teplotní spád, a tím vzrůst rizika vzniku a otvírání se trhlinek od objemových změn způsobených nerovnoměrným teplotním namáháním, ale proporcionálně i snížení smršťování od vysychání, které ovlivňuje dlouhodobé smršťování. Ukázalo se tak, že právě dlouhodobé projevy objemových změn betonu jsou určující pro návrh nosné konstrukce a výsledná silnější deska umožnila efektivnější návrh výztuže. V N I T Ř N Í S Í LY

Deska musí vzdorovat silám, zvláště tahům, přenášeným do ní z šikmých sloupů na obou koncích budovy (obr. 2). Stropní desky byly analyzovány pomocí programového sytému na bázi MKP. Svislá jádra byla modelována jako liniové podpory s plně omezeným svislým pohybem a vodorovným omezením pomocí pružin, které simulovaly možný horizontální pohyb jádra. Časné smrštění od poklesu teploty bylo vypočteno dle postupu popsaného v [1] stejně jako dlouhodobé přetvoření od smrštění a obě byla později použita na MKP modelu jako zatížení teplotou. Výsledky této analýzy umožnily, po předchozím porozumění rozdělení tahových napětí v desce, zprůměrovat napětí po průřezu společně s rozdělením ohybových momentů a navrhnout přídavnou výztuž do míst koncentrovaného napětí, přestože v nich často byly ohybové momenty nízké.

Kroky statického projektu: • návrh na ohybové momenty dle krité-

rií mezního stavu porušení (ULS) • kontrola šířky trhlin pouze od namá-

hání ohybem • kontrola napětí od počátečních obje-

mových změn vyvolaných změnami teploty vzhledem k výztuži navržené na zatížení ohybem dle kritérií mezního stavu porušení (ULS), návrh přídavné výztuže v místech, kde původní nestačí • kontrola dlouhodobých přetvoření od smršťování v kombinaci s ohybovým namáháním na MKP modelu a zvýšení vyztužení v místech, kde je potřeba. Je zřejmé, že se jedná o hrubě zjednodušený popis řešení velmi komplikované úlohy, které umožnilo metodický přístup a nejrychlejší postup v celém projektu, aniž by byl příliš konzervativní. Možná šířka trhlin byla určena s pomocí [1] a odsouhlasena architektem. Obecně, je-li podhled možno sledovat z odstupu cca 2 m, bylo i architektem odsouhlaseno, že trhlina do šířky 0,2 mm je přijatelná (obr. 5). Tam, kde je podhled výše, byly limity pro šířku trhlin měkčí, aby návrh mohl být efektivní. VYLOUČENÍ RIZIK

Během návrhu výztuže betonových stropních desek byla věnována velká pozornost vytvoření postupných přechodů mezi jednotlivými poli s různou intenzitou vyztužení, protože náhlé změny mohou podporovat vznik koncentrací tahových napětí od smršťování. Pro posouzení rozdělení tahových sil


❚

2/2013


2a

❚

STRUCTURES

2b

2c

Obr. 1 Atrium v budově City of Westminster College ❚ Fig. 1 City of Westminster College, atrium Obr. 2 Šikmá západní fasáda, a), b) pohledy na dokončenou budovu, c) schematický podélný řez nosnou konstrukcí budovy, d) detail řezu konstrukcí šikmé fasády ❚ Fig. 2 Sloped western facade, a), b) views of the finished building, c) longitudinal section of the building structure, d) detail of the section of the sloped facade structure

v okolí vertikálních jader byla opět použita MKP analýza numerického modelu stropní desky. Projektant tak získal jistotu, že spojení desky se stěnou jádra je opravdu navrženo tak, aby v místě spojení nevznikla trhlina. Statik ve spolupráci s technologem navrhnul pro stropní desky použití betonu C28/35 s 50% obsahem mleté granulované strusky (GGBS) v pojivu, protože tak může být dosaženo významného snížení počátečního smrštění v důsledku objemových změn způsobených teplotním zatížením od probíhající hydratace, a tím je sníženo nebezpečí vzniku jemných trhlin v mladém betonu s nízkou tahovou pevností. Vysoký obsah mleté strusky v pojivu má rovněž další výhody: estetické – beton je světlejší a trvanlivostní – pojivo lépe odolává působení znečištěného městského prostředí. Nižší výsledná pevnost betonu stropních desek nebyla nejdůležitějším faktorem při návrhu betonové směsi, z tohoto pohledu byla důležitější betonáž vertikálních jader. Během výběrového řízení na dodavatele stavby byl záměr projektanta s jednotlivými subdodavateli detail-

2d

2/2013

❚


21


❚

STRUCTURES

3

Architektonický návrh Statický projekt Hlavní dodavatel Mezinárodní soutěž Realizace Dokončení stavby a zahájení výuky

4a

Schmidt Hammer Lassen Architects, Dánsko Buro Happold, Velká Británie McLaren Construction Ltd, Velká Británie 2006 2008 až 2010 leden 2011

5

4b

ně probírán tak, aby porozuměli, čeho mají během procesu výstavby dosáhnout. V každém podlaží byl připraven plán míst, odkud byl beton vypouštěn z hadice a do jaké vzdálenosti měl být z každého místa rozprostřen (obr. 6) tak, aby tyto plochy byly rovnoměrné, čerstvý beton obtékal co nejméně překážek, nevznikala slabá místa a výsledná plocha uloženého betonu byla co nejstejnoměrnější, jak na povrchu, tak i uvnitř betonu – rozložení kameniva všech frakcí. Vnitřní síly tak mohou být v konstrukci rovnoměrně přenášeny a nevznikají místa s vysokou koncentrací napětí. 22

Z ÁV Ě R

Zvolený pečlivý přístup k návrhu i realizaci byl úspěšný a na podhledu stropů v okolí ztužujících jader se po odbednění nenašly žádné trhliny. Několik trhlin se rozevřelo ve směru kolmém k omezení, ze záznamu o betonáži bylo vysledováno, že dané místo bylo betonováno v den s velmi vysokou teplotou vzduchu. Pokud vezmeme v úvahu, že projekt zasáhl i do postupu výstavby, mohla by se zdát vysoká úroveň vyztužení, která měla zabránit jen vzniku trhlin od smrštění způsobeného objemovými změnami vyvolanými změnami tep-

loty betonu během časné hydratace, jako neekonomická a určité komentáře v tomto směru byly i ze strany subdodavatelů k zvýšeným požadavkům na ošetřování betonu v částech, kde byl beton ukládán během horkých letních dnů. Na vzhledu dokončené konstrukce se však potvrdilo, že je možné realizovat betonové stropní desky s vysokým stupněm omezení smršťování betonu bez dilatačních spár a přesto splnit tvrdé limity projektu na šířku rozevření trhlin v místech pohledově exponovaných a dosáhnout tak vysoké estetické hodnoty výsledné konstrukce.


❚

2/2013


❚

STRUCTURES

6

Obr. 3

Půdorys 2. NP, raná fáze projektu

❚

Fig. 3

Early sketch

Obr. 4 a) MKP model konstrukce, b) rozdělení napětí, detail ❚ Fig. 4 a) Finite element model, b) temperature plot, detail Obr. 5

Přípustné viditelné trhliny

❚

Fig. 5

Visible crack width

Obr. 6 Rozdělení plochy podlaží na betonážní úseky, 6. NP Fig. 6 Fifth-floor pour joint layout

❚

Obr. 7 Průhledy do členitého vnitřního prostoru budovy, a), b) ❚ Fig. 7 Look through dissected interior of the building, a), b)

7a

7b

Klíčem k dosažení úspěchu je věnovat pečlivou pozornost i tzv. druhořadým účinkům už od časných fází projektu až po konečnou fázi realizace. Redakce děkuje časopisu Concrete za souhlas s otištěním českého překladu článku. Článek Jima Martina „Restraining order“ vyšel v časopise Concrete, March 2012, str. 49-51. Figure credit: Fig. 1, 2 a 7 SHL/Adam Mork Jim Martin Buro Happold

2/2013

❚


23

SANACE A REKONSTRUKCE

❚

REHABILITATION AND RECONSTRUCTION

STABILIZACE BAROKNÍ ZDI PŘEDPÍNACÍMI LANY A ROZŠÍŘENÍM ZÁKLADU ❚ STABILIZATION OF BAROQUE WALL USING STRANDS AND WIDENING OF THE FOUNDATION Ladislav Klusáček, Zdeněk Bažant, Petr Ducháč, Marek Volf Stabilizace vychýlené památkově chráněné historické zdi s pilíři je zajímavý statický problém. Jedním ze způsobů efektivního zajištění takové konstrukce může být vertikální předpětí a rozšíření základů s využitím přepínacích lan.

❚ Stabilization of declined historic

protected masonry wall with pillars is an interesting static problem. Vertical prestressing using strands and widening of the foundation can be the one of effective correction of this situation.

V mnoha případech se statik setkává s nezbytností stabilizovat stěny či sloupy objektů zděných z cihel nebo smíšeného zdiva, zejména těch, které se vychylují od svislice. K vychýlení dochází vlivem změny statického schématu konstrukce či vlivem účinků vnějšího zatížení, příčinou bývají problémy v podloží objektu (promáčením podzákladí vodou v důsledku porušených řadů, nepříznivým vlivem vegetace apod.) [1]. Pokud se zjistí a odstraní příčina poruchy, je možné dosáhnout účinné nápravy vyvozením svislé stabilizující síly pomocí předpětí. PŘEDCHOZÍ PODOBNÉ REKONSTRUKCE

Již v minulé době se podařilo tímto způsobem úspěšně stabilizovat podélnou stěnu sto padesát let staré zámecké jízdárny v Letovicích, severně od Brna, která se horním okrajem vychylovala účinkem vodorovných sil střešní De l´Ormovy dřevěné skružové obloukové konstrukce [2, 3, 6]. Obdobným způsobem byly staticky zajištěny barokní kolonáda s pískovcovými sloupy a klenbami [4] v areálu zámecké zahrady ve Vyškově, památkově chráněná hlavní fasáda historického objektu radnice ve Vyškově [7] a také železobetonové sloupy skladovací haly z šedesátých let minulého století v areálu cementárny v Mokré. HISTORICKÁ STĚNA S BAROKNÍ BRÁNOU

Historická stěna s barokní bránou do zahrady areálu zámecké kolonády ve Vyškově pochází z období baroka (1673); nelze však vyloučit, že někte24

ré detaily konstrukce jsou mladší. Jedná se o cennou kulturní památku – otvor brány, rámovaný bosáží, plastika na kladí brány a kovaná mříž tvoří celek zvláštní krásy. Bosáž a plastika jsou z pískovce. Na bránu navazuje zděná pilířová zeď, která je na pravé straně napojena na památkově chráněný zahradní domek a vlevo na další stavbu. Ze strany zahrady je zeď mezi pilíři zúžena a opatřena půlválcovými nikami (výklenky), zaklenutými konchami. Šířka zdi je v místě pilířů cca 810 mm, v místě výklenků cca 450 mm, výška pak 4 950 mm. Základy zdi a brány (tj. i pod vstupním otvorem) byly provedeny ze smíšeného zdiva (převažuje kámen, občas byla nalezena i cihla) na hliněnou maltu. Byly uloženy do hloubky cca 0,7 až 1,2 m; na jedné straně byly vysazeny o cca 50 mm, na straně druhé se základ pod zdí nerozšiřoval. Vyklonění zdi a brány Stav brány a zdi nebyl uspokojující. Již na prvý pohled bylo zřejmé, že brána i zeď se vyklánějí z vertikální roviny. Geodetickým měřením na místě samém bylo prokázáno, že výklon brány je značný – na výšku 4 950 mm to bylo cca 145 mm. Výklon brány, ovlivněný problematickými základy a těžkou, nesymetricky umístěnou pískovcovou plastikou na kladí brány, přispíval svojí hmotností k výklonu celé konstrukce. Přepočtem bylo zjištěno, že výsledná tlaková síla se nacházela mimo jádro průřezu, takže zdivo zdi i brány bylo v úrovni terénu namáháno tahem – tato skutečnost jen potvrzovala nedobrý stav památky (obr. 1). Nebylo možné prokázat spolehlivost ani v základové spáře, ani v úložné spáře vlastní zdi na základ. Pokud se blíže zaměříme na bránu, pak bylo možné po obou jejich bocích nalézt odtržení sloupů s bosáží ode zdi. Bylo zřejmé, že tento stav nastal již před časem (ale až po nedávné náročné umělecko-historické rekonstrukci), neboť spára byla již dříve vyplněna a byla celistvá. Před opravou se výplň znovu odtrhla, spára se znovu rozšířila a v dolní části se na vykloněné straně rozevřela u jednoho sloupu šikmá trhli-

na a došlo k drcení staré výplně (obr. 2). Nelze též opomenout, že okolní terén je relativně otevřený, takže účinek společného tlaku a sání větru na zeď, která je s bránou spojena, vyvolával obavy ze zřícení zdi. Přepočet zdi na ohyb od větru, uvážil-li se stav jejího zdiva, dále především náklon, výška, plocha a oslabené průřezy, vedl k závěru, že opravu nelze odkládat a je dokonce nutné nakloněnou bránu do doby opravy podepřít (obr. 3). Základy Všeobecný stav základů nebyl příliš dobrý, navíc byly narušeny u rozvaděčů, umístěných ve zdi. To vyvolalo svislé trhliny zdi, jasně viditelné na ploše zdi. Stávající základový pás byl proveden z cihelného zdiva prakticky ve stejné šířce, jako vlastní zeď. Bylo zřejmé, že byl kdysi navržen pouze konstruktivně a s přihlédnutím k malému svislému zatížení. Dlouhodobé stabilitě nebyla v době výstavby věnována pozornost, což je do jisté míry i pochopitelné. Základovou půdou jsou jemnozrnné neogenní hlíny až navážky, se značnými antropogenními příměsmi – půda je silně zavlhlá, téměř plastická. Tyto základové půdy jsou z hledis-

1


❚

2/2013


❚

REHABILITATION AND RECONSTRUCTION 4

2

Obr. 1 Vychýlení stěny a provizorní zajištění ❚ Fig. 1 Wall deflection and its temporary securing Obr. 2 Trhliny mezi bránou a zdí ❚ Fig. 2 Cracks between the gate and the wall

3

Obr. 3 Provizorní podepření zdi, pohled od zámku ❚ Fig. 3 Temporary wall bearing, view from the castle side Obr. 4 Koncepce zesílení ❚ Fig. 4 Design of strengthening Obr. 5 Situace zdi, rozšíření základu a umístění předpínacích lan ❚ Fig. 5 Plan of the wall with the foundation widening and arrangement of strands Obr. 6 Etapy provádění opravy ❚ Fig. 6 Stages of the repair works

5

ka dlouhodobé stability zdi nevhodné. Vzhledem ke svažujícímu se terénu a k dlouhodobě zvětšujícímu se náklonu brány a okolní zdi se na nestabilitě zdi mohlo podílet i dlouhodobé ploužení podloží. Charakteristická únosnost byla stanovena mezi 150 až 200 kPa. K O N C E P C E S TAT I C K É S TA B I L I Z A C E

Stabilizace této silně vykloněné konstrukce byla navržena kombinací svislého předepnutí zdi a rozšíření původního základu (obr. 4 a 5). Svislé předepnutí zdi eliminuje tahové napětí v patě zdi (v úložné spáře na původní základ), které zde vzniká již v důsledku momentového působení nakloněné konstrukce a významně se zvětšuje působením větru. Rozšířením původního základu na obě strany se zajišťuje náležitá spolehlivost proti překlopení celé konstrukční sousta2/2013

❚

vy základ – zeď, významně se snižuje napětí v základové spáře a vytváří se rezerva pro případ, že by dlouhodobé deformace základové půdy ještě nebyly ustáleny. Spolupůsobení rozšiřujících pásů a původního základu je dosaženo jejich horizontálním předepnutím. Statické zásahy spojené s nutností odhalit stávající základy až na základovou spáru nebylo možné provést v jednom pracovním taktu; cenná barokní konstrukce by se totiž pravděpodobně zřítila. Proto bylo navrženo provádění po etapách (obr. 6) se zajištěním stability konstrukce jejím odhalováním pouze v částečných výkopech. Teprve po postupném rozšíření části základu, po jejich zmonolitnění s původním základem vodorovnými předpínacími lany a po stabilizaci příslušného úseku zdi svislými předpínacími lany se přikročilo k výkopu v další etapě.


6

25

❚



vek měl být splněn jak pro případ extrémního působení větru, tak i pro úplné bezvětří. Další omezující parametry, ovlivňující volbu předpínací síly, vyplývaly z použité technologie. Minimální napínací síla pro zajištění funkčnosti samosvorného kotvení (objímka + samosvorný kuželík) se pohybuje v rozmezí 60 až 80 kN, čímž je dána dolní hranice síly. Horní hranice síly u jednolanového předpínacího systému vychází z pevnosti samotného monostrandu – pro sedmidrátové lano typu Y1860–S7–15,7 (ekvivalent stabilizovaného lana Ls) lze ji uvažovat přibližně rovnou 200 kN. Poslední skutečností, limitující velikost předpětí shora, je pro tuto zeď pevnost zdiva v tlaku. Na základě dřívějších stavebně-konstrukčních průzkumů, při kterých byl posuzován celkový stav konstrukce včetně destruktivních a nedestruktivních zkoušek zdících prvků a pojiva, byla stanovena pevnost zdiva v tlaku f k = 1,3 MPa. Ze známé geometrie pilíře a únosnosti zdiva byla pak následně dopočtena maximální teoretická předpínací síla o velikosti až 600 kN (což by umožnilo použít i tři lana). Bylo však navrženo pouze jedno lano a pro zvýšení účinnosti navrženého stabilizačního opat-

Obr. 7 Souvislost mezi vodorovným zatížením, napětím v patě a předpětím stěny ❚ Fig. 7 Relationship between the horizontal load and stress in the basement level and the prestressing of the wall Obr. 8 Zesílení základu, vlevo zeď strengthening, wall on the left side

❚

Fig. 8

Foundation

Obr. 9 Zesílení základu, betonáž a poloha kabelu ❚ Fig. 9 Foundation strengthening, concreting, cable arrangement Obr. 10 Vrtání náhradních kabelových kanálků na horním líci stěny ❚ Fig. 10 Drilling of substitute cable ducts on the wall upside

1000

tě stěny. Zatížení od větru je možné při posuzování konstrukce aplikovat jako spojité rovnoměrné zatížení, nebo jako silový účinek, vztažený ke konkrétní referenční ploše. Zeď se nachází v II. větrné oblasti se základní rychlostí větru vb,0 = 27,5 m/s, kde terén je v blízkosti vyšetřované konstrukce otevřený, pokrytý převážně nízkou vegetací. Hlavním cílem při návrhu velikosti předpínací síly pilířů bylo omezení, popřípadě úplná eliminace tahového namáhání v patě stěny. Tento požada26

800 600

dem pomyslných pilířů mezi zmíněnými nikami. Volbu předpínací síly ilustruje obr. 7. S TAT I C K É Z A J I Š T Ě N Í S T Ě N Y

Stabilita brány a zdi v úrovni základové spáry byla zajištěna oboustranným rozšířením základu železobetonovými pásy, které se příčně, zhruba po 2 m, vzájemně spojily mírným příčným předepnutím. Rozšíření základu se předpokládalo i v místě brány. Vyztužení základu se provedlo věncové, z běžné betonářské výztuže (obr. 8 a 9). Základním předpokladem při rozšiřování základů je zajištění spolupůsobení nově zbudované konstrukce se stávajícím základem. Použitá metodika využívající předpětí tento předpoklad bezesporu splňuje. Spára mezi rozšířením a původním základem se nemůže rozevřít (je trvale stlačována působícím předpětím); tím je zajištěno nezbytné zmonolitnění. Výsledkem tohoto působení je příznivěji namáhána styčná spára nového a stávajícího základu. Styk je tedy namáhán tlakem a smykem na rozdíl od jiných způsobů zesílení, kde je namáhání tahové a smykové. U zděných či kamenných základů pak tedy zaniká problém kotvení be-

Vyškov: II. větrná oblast II. kategorie terénu Výška stěny H = 5 m

400 200 Vznik tahových trhlin

0 Požadovaná tlaková rezerva 50kPa

-600 0,0

7

P0 - bez vlivu svislého předpětí Pmin - minimální kotevní síla

-400

Obr. 11 Opravená zeď, pohled od zámku ❚ Fig. 11 Repaired wall, view of the castle side Obr. 12 Opravená zeď, pohled z parku ❚ Fig. 12 Repaired wall, view of the park side

II.větrná oblast

Obecně lze říci, že zděné konstrukce, bez ohledu na typ samotného kusového staviva a pojiva (cihla, opracovaný kámen apod.), vykazují velmi malou únosnost v tahu za ohybu. Současně platná norma pro navrhování zděných konstrukcí [8] rozlišuje podle způsobu porušení dva základní případy únosnosti takto namáhaného zdiva: • rovina porušení je rovnoběžná s ložnými spárami (fxk1), • rovina porušení je kolmá k ložným spárám (fxk2). Tyto hodnoty jsou řádově nižší než únosnost zdiva v tlaku (kdy zatížení působí kolmo na ložnou spáru). U zajišťované zdi rozhodoval první z případů porušení, tj. pevnost zdiva v tahu za ohybu. Pro pálené zdící prvky na obyčejnou maltu norma uvádí hodnotu pevnosti fxk1 = 0,1 MPa. Řešenou stěnu lze při jisté míře zjednodušení uvažovat jako samostatně stojící „svislou“ zeď vetknutou do základů. Vzhledem k charakteru konstrukce (štíhlost a výška) je působení tlaku a sání větru rozhodující složkou zatížení, které v kombinaci se současným vychýlením zdi od svislice vyvozují ohybová namáhání v pa-

Tahové namáhání v patě stěny [kPa]

S TA N O V E N Í V E L I K O S T I P Ř E D P Ě T Í S V I S LÝ C H P I L Í Ř Ů

P200 - max. síla na 1 monostrand

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

Vodorovné zatížení F [kN]

ření bylo umístěno vůči střednici zdi excentricky. Výstřednost lana byla navržena po celé výšce stěny konstantní o hodnotě 130 mm tak, aby momentové účinky od předpětí působily proti vlastní tíze v důsledku naklonění stěny. Konečná hodnota předpínací síly byla volena v rozmezí od 180 až 200 kN s ohledem na počáteční imperfekci konstrukce a na oslabení průřezu zdi nikami z rubové strany (ze strany parku). Svislá lana jsou vedena po vzdálenostech 3,12 m, vždy přibližně stře-

Pmax - omezení pevností zdiva

tonářské výztuže pro přenesení tahových sil do původního, často chatrného, základového zdiva. Využitím možnosti vedení lan excentricky vzhledem ke střednici rozšiřující se konstrukce lze dosáhnout okamžitého odlehčení původní základové spáry. Mimostředným působením síly od předpětí dojde k aktivaci konstrukce jejím vynuceným přetvořením směrem do podloží, které brání svojí tuhostí volnému přetváření od působícího předpětí. Ve styku rozšíření vzniká staticky neurčitá reakce, která od-


❚

2/2013


❚


lehčuje tlaky na původní základovou spáru. V následujícím časovém horizontu dochází k přerozdělení napětí v základové spáře na celou rozšířenou plochu. Úpravou základu se vytvořila dostatečně široká základna, s kterou zeď s bránou bude v další době schopna odolávat jednak silám z existujícího náklonu, jednak případným dalším pohybům v podloží. Současně tento základ ztužil zeď v podélném směru a eliminoval její dílčí pokles v místě rozvaděčů. Při rekonstrukci se pak pilíře zdi i brány svisle předepnuly pomocí monostrandů, dole upevněných v novém železobetonu rozšířených základových pásů kotvami ve sklípcích, nahoře se použily kotevní desky se zapouzdřenými chráněnými kotvami ve sklípcích ve zdivu pod střešní krytinou. Síly v lanech se podle výše uvedeného předpokladu pohybovaly okolo 180 kN. Svislé předpětí (jedno lano do jednoho pilíře) bylo nezbytné pro zajištění řádného spojení se základem tak, aby se zeď s bránou neodlomila od již zajištěných základů. Předepnutím se výsledná tlaková síla opět přemístila do jádra průřezu i při nejnepříznivější kombinaci namáhání.

8 9

10

11

12

2/2013

❚


T E C H N I C K É D E TA I LY Ú P R AV Y Z D I

Dodatečné vedení a působení zesilujících předpínacích kabelů do zdiva se provedlo metodou náhradních kabelových kanálků (SCDM – Substitute Cable Duct Method, [2] a [3]). Kotevní oblasti byly dole vytvořeny v betonu rozšiřujících se betonových pásů, nahoře v betonu podélného věnce. Celý předpínací systém byl skryt v hmotě zdi. Náhradní kabelové kanálky ∅ 35 mm se vyrobily diamantovou vrtací technikou s elektrickým pohonem. K vrtání se použilo vrtací polohovací zřízení (vrtací suport), které umožnilo nastavení směrů vrtání s přesností ± 2 mm na délce vlastního polohovacího zařízení. Rozmístění kabelových kanálků po konstrukci a teoretické body pro vrtání byly uvedeny ve výkresové dokumentaci. Po napnutí kabelů se provedlo zainjektování kabelových kanálků, injektáž se provedla běžnou injektážní maltou. Pro napínání byl použit jednolanový napínací lis s rozsahem do 200 kN. Napínalo se postupně z jedné strany, nejprve základové pásy, potom shora pilíře zdi. Při předpínání byl vždy přítomen některý z projektantů. Výsledný stav zdi s bránou je uveden na obr. 11 a 12.

27

❚



13

14 600

250 ıs2

200 Hodnoty napětí [kPa]

ısb

Rozšiřující klec

Hodnoty ztráty pokluzem [MPa]

ıs1

Stávající základ

a) rozšířená základní konstrukce b) namáhání základové půdy a průbeh napětí od zatížení Nm = zatížení od vlastní tíhy zdiva Nr = zatížení od vlastní tíhy základu Mw = moment vyvolaný zatížením větrem σs1,2 = napětí v základové půdě u rozšířené konstrukce σb = napětí v základové půdě v místě hrany původního základu

150

100

50

0 0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

1,80

2,00

500 Ztráta pokluzem

400 Oblast využitelnosti rozšíření vzhledem ke ztrátě

300

200

100

0 0,00

0,20

0,40

Obr. 13 Závislost napětí v základové spáře na délce základové konzoly ❚ Fig. 13 Relationship between the subsoil stress and the length of widening cantilever Obr. 14 Ztráta pokluzem ❚ of prestressing due draw-in

Fig. 14

Loss

Literatura: [1] Klusáček L., Bažant Z.: Variantní vedení lan při předpínání objektů. Sborník z 2. konference „Zděné a smíšené konstrukce 2002”, Praha 11/2002, s. 55–61, ISBN 80-238-9643-1 [2] Bažant Z., Klusáček L.: Statika při rekonstrukcích. 5 vydání. VUT Brno, CERM 08/2010, 122 stran, ISBN 978-80-7204-692-8 [3] Bažant Z., Klusáček L.: Posttensioning of Historic Masonry Constructions Proceedings of the Structural Faults + Repair Conference, London 7/1999 [4] Klusáček L., Bažant Z.: Stabilizace nosných stěn svislým předpětím. Sborník z 3. konference „Zděné a smíšené konstrukce 2004“, Brno 10/2002, s. 142–145, ISBN 80-903501-1-9 [5] Bažant Z., Strnad J.: Výstavba nových a zajištění starých základů historického objektu. Sborník přednášek XIV. Mezinárodního sympozia „Sanace 2004”, Brno 5/2004 [6] Bažant Z., Klusáček L., Terzijski I.: Zpevňování zdiva mikrohřeby. Materiály a technologie pro stavbu, Praha 4/2001, s. 34–36, ISSN 1211-0787 [6] Bažant Z., Klusáček L.: Sanace stavebních konstrukcí předpětím. Poster VUT FAST v Brně, 2008 [7] Bažant Z., Klusáček L., Nečas R.: Rekonstrukce objektu s použitím lokálně podepřených a předpjatých stropních desek. Sborník ČBS „11. Betonářské dny 2004“, Hradec Králové 12/2004, s 444–449, ISBN 80-903501-3-5 [8] ČSN EN 1996-1-1: Navrhování zděných konstrukcí

28

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

1,80

2,00

Rozšíření základové konstrukce [m]

Rozšíření základové kce [m]

K M O D E L O VÁ N Í K O N S T R U K C E

Z ÁV Ě R

Pro návrh předpětí a studium vlivu předpětí na zdivo je vhodné modelovat konstrukci pomocí stěnových prvků. Interval hodnot navrhované předpínací síly je omezen shora pevností stávající zděné a základové konstrukce, zdola je ohraničen působícími silami z náklonu konstrukce a působení větru. Na shodném modelu lze i vyhodnotit, zda je nutné stávající konstrukci dodatečně vyztužit injektovanými mikrohřeby, potřebnými pro přenesení smykových sil. Při malých hodnotách zatížení lze smyková napětí přenést ozuby, které se provedou v původní konstrukci pomocí rozbrušovací pily. Návrh velikosti rozšiřující se konstrukce je ovlivněn zejména okolními podmínkami (sousední stavby, zasahování na pozemek jiného vlastníka…) a dále požadovaným výsledným namáháním základové půdy. Závislost přerozdělení namáhání základové spáry na rozšíření základové konstrukce je na obr. 13. Uvedený průběh napětí je předkládán již po jeho přerozdělení a dotvarování zeminy. Základová spára je zatížena působícím zatížením – v tomto případě vlastní tíhou konstrukce a zatížením větrem. Z grafu je patrné, že již při rozšíření konstrukce o 0,2 m dojde k poklesu namáhání základové půdy pod hranici 150 kPa. Takto malé rozšíření není z důvodu proveditelnosti a vlivem ztráty předpětí vhodné. Vzhledem k použitému typu lan (monostrand), jejich krátkosti a přímému vedení je rozhodující ztrátou pro návrh šířky pokluz. Tuto skutečnost vysvětluje obr. 14, z kterého je patrné, že použitelná šířka rozšiřující se konstrukce je od 0,6 m, kdy ztráta pokluzem klesá pod 25 % napínacího napětí (1 479 MPa, pokluz 5 mm). Vliv tření na velikosti ztráty je vzhledem k uvedeným důvodům zanedbatelný.

Příspěvek upozorňuje na rozsáhlé možnosti podobných rekonstrukčních zásahů u volně stojících zdí historických oplocení, fasádních zdí při odstraňování vnitřních konstrukcí objektu (tj. po odstranění všech jejich vodorovných vazeb), opěrných zdí přenášejících zemní tlak na hranici únosnosti, či z různých důvodů vychylujících se sloupů a stěn. Popsané úspěšné zajištění barokní zdi i dalších podobných konstrukcí je toho dokladem. Příspěvek byl zpracován za podpory výzkumného záměru MSM 0021630519 „Progresivní spolehlivé a trvanlivé nosné stavební konstrukce“. Při zpracování příspěvku byly použity výsledky projektu FAST-J-12-40 „Mezní únosnost zesílené krátké konzoly".

Doc. Ing. Ladislav Klusáček, CSc. tel.: 541 147 854 e-mail: [email protected] Doc. Ing. Zdeněk Bažant, CSc. tel.: 541 147 862 e-mail: [email protected] Ing. Petr Ducháč tel.: 541 147 877 e-mail: [email protected] Ing. Marek Volf tel.: 541 147 865 e-mail: [email protected] všichni: FAST VUT v Brně, ÚBZK Veveří 95, 662 37 Brno www.fce.vutbr.cz Text článku byl posouzen odborným lektorem.


❚

2/2013

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

❚

MATERIALS AND TECHNOLOGY

PADESÁT LET TRANSPORTBETONU V ČESKOSLOVENSKU A POZDĚJI V ČESKU ❚ FIFTY YEARS OF READY MIX CONCRETE IN CZECHOSLOVAKIA AND LATER IN THE CZECH REPUBLIC Jaroslav Bezděk

Obr. 1 Návrh na rozmístění oblastních betonáren v Československu z roku 1971 [1] ❚ Fig. 1 Proposal of locating regional mixing plants in Czechoslovakia in 1971 [1]

V průběhu uplynulých padesáti let se podařilo nahradit nevyhovující staveništní výrobu betonu moderním transportbetonem. Článek stručnou formou připomene počátky rozvoje transportbetonu v původním Československu. ❚ In the course of the past fifty years the inconvenient on site production of concrete has been replaced by ready mix concrete. This article wants to briefly remind the beginnings of development of ready mix concrete in former Czechoslovakia.

V lednu 2013 jsme si připomněli padesát let od vzniku transportbetonu v Československu. Stalo se tak v době, která nebyla monolitickému betonu nakloněna. V roce 1962 prohlásil ředitel významného výzkumného ústavu: „Koncem 20. století se budeme chodit dívat na cihly a monolitický beton do muzea. Budoucnost patří prefabrikaci a plastickým hmotám.“ Počátkem šedesátých let 20. století byla v Československu průměrná produkce betonu ve staveništních betonárnách 11,5 m3/den. Využití těchto betonáren bylo na úrovni 8 až 14 %. Většina staveništních betonáren používala jednu frakci štěrkopísku a dávkovala pytlovaný cement. Za těchto podmínek bylo obtížné prosadit myšlenku rozšiřování mechanizace a zavádění automatizace ve formě moderních betonáren tak, jak je známe dnes. V lednu 1963 byla oponována výzkumná zpráva IX-4-2/2-2 Komplexní mechanizace a automatizace výroby betonové směsi. Na oponentním jednání byl po dlouhé diskuzi odsouhlasen rozvoj transportbetonu. Současně byl dán do trvalého provozu první československý automíchač AM3 vyrobe2

2/2013

1

ný ve Stavostroji Bělá pod Bezdězem. Jeho zkušební provoz proběhl v Jirkově v červnu 1962 a v Košicích v listopadu 1962. Předpokládaný návrh na rozmístění betonáren je uveden na obr. 1. Z dnešního pohledu je velmi skromný. Postupně byly do provozu dávány některé betonárny, které měly již charakter výrobny transportbetonu. Šlo zejména o betonárnu Vítkovických staveb v Ostravě, betonárnu na staveništi Východoslovenských železáren v Košicích a betonárnu CIFA v Praze na Rohanském ostrově (obr. 2). Další průběh rozvoje transportbetonu, který měl převážně podnikový charakter, lze najít zejména v materiálech šesti konferencí o transportbetonu pořádaných v šedesátých a sedmdesátých letech 20. století. Po uplynulých padesáti letech můžeme konstatovat, že na komunikacích potkáváme častěji „automixy“ přepravující čerstvý beton než podvalníky s prefabrikáty. Pevnosti běžně vyráběných betonů se zvýšily o několik tříd a v případě ultra vysokopevnostních

betonů téměř o 200 MPa. Zároveň se výrazným způsobem zlepšilo pracovní a životní prostředí při výrobě čerstvého betonu. Na staveništních naopak odpadá zábor ploch pro budování betonáren včetně skládek kameniva a zásobníků cementu. Bude jistě zajímavé sledovat možnosti tohoto „muzejního“ (viz výše) materiálu i v budoucnosti. Ing. Jaroslav Bezděk, CSc. Svazu výrobců betonu ČR

Literatura: [1] Bezděk J., Spěvák V.: Oblastní betonárny, výroba a přeprava betonové směsi, SNTL 1971 Obr. 2 Původní betonárna na Rohanském Ostrově v Praze nedlouho po jejím zprovoznění ❚ Fig. 2 Original mixing plant on Rohansky Ostrov in Prague early after its launch Obr. 3 Současná podoba betonárny na Rohanském Ostrově v Praze 8 ❚ Fig. 3 Current look of a mixing plant on Rohansky Ostrov in Prague 8

3

❚


29


❚


PLAVECKÉ CENTRUM VE VÝCHODNÍM LONDÝNĚ THE AQUATICS CENTRE IN EAST LONDON

❚

Alastair Seaton Článek popisuje postup návrhu, přípravy, výrobu a zkoušky bednění pro betonové konstrukce věží pro skoky do vody v londýnském Plaveckém centru. Ladné betonové věže jsou v centru pozornosti během sportovních soutěží.

❚ The planning, design, forming and

construction of the six diving platforms at the London Aquatics Centre – a focal point of attention during the summer´s sporting events are described in the article.

Asi každý, kdo sledoval sportovní souboje na Letních olympijských hrách 2012 v Londýně, alespoň na okamžik zahlédnul ikonickou stavbu Plaveckého centra od známé architektky Zahy Hadid. Autorka centrum nejčastěji popisuje následovně „Koncept centra plaveckých sportů byl inspirován plynulou geometrií vody v pohybu, jeho konstrukce ohraničuje a současně spojuje prostory a prostředí v harmonii s okolím řeky, v kterém je centrum usazeno. Zvlněná střecha se zvedá v neopakovatelném gestu vzdouvající se vodní vlny a překrývá velký bazén.“ V takovém kontextu není překvapivé, že v návrhu bylo jen velmi málo přímých linií a věže pro skoky do vody v tom nejsou výjimkou. Nakloněné věže vyrůstají z okraje bazénu a spojitě mění svůj tvar až do vodorovné ploché konzoly zrcadlící se na vodní hladině. P L Á N V Ý S TAV B Y

Statického návrhu se zhostila inženýrská společnost Arup. Štíhlé konstrukce musely vyhovět strohým a přísným provozním kritériím definovaným Mezinárodní plaveckou federací (FINA – Fédération Internationale de Natation). Gordon Mungall, zodpovědný projektant, k tomu říká: „tato omezení spolu s uvážením geometrických tolerancí konstrukce, vibracemi, dlouhodobými deformacemi, dotvarováním a zamezením vzniku smršťovacích trhlin byly určujícími limity pro návrh konstrukce a její vyztužení. Pruty výztuže byly z projektu definovány ve 3D souřadnicích a digitální podklady byly předávány výrobě k přípravě tvarování a umístění výztuže do bednění konstrukce. Jediný způsob, jak dodržet povolené tolerance v úrovni odrazových plošin, byl v možnosti přizpůsobení spodních částí bed30

1

nění skokanských věží. Všechny části bednění jednotlivých můstků byly nejprve zkušebně sestaveny, aby se prokázalo, že odrazové úrovně budou ve výšce požadované návrhem. Teprve po těchto zkouškách bylo postupně sestavováno bednění jednotlivých věží, vkládána výztuž a ukládán beton s jistotou, že elegantní věže budou po odbednění přesně odpovídat všem požadavkům předepsaným pro závody ve skocích do vody.“ N ÁV R H B E D N Ě N Í

Architektonická kancelář hned v počátcích přípravy konceptu konzultovala s dodavatelem bednění možná řešení pro bednění skokanských věží. Na základě 3D architektonického modelu konstrukce byl vytvořen fyzický model bednění ve vhodném měřítku, na kterém bylo zkoušeno, kam nejlépe umístit spoje jednotlivých částí konstruk-

ce a dělící linie bednicích dílů. Protože čtyři ze šesti skokanských věží mají podobnou geometrii, bylo navržené bednění rozděleno na díly tak, aby se dalo jejich opakované použití optimalizovat a přesto by výsledek vyhovoval estetickým požadavkům architektonického návrhu (obr. 2). Pro výrobu formy s dvojí křivostí nebyly tradičně používané materiály jako ocel nebo dřevo vhodné, a byla proto navržena forma z plastů vyztužených skelnými vlákny. Hladký pohledový povrch betonu bez otvorů po spřahovacích tyčích byl při tom základním požadavkem. Ve fázi výběrového řízení spolupracoval dodavatel bednění s několika subdodavateli na vývoji alternativních metod výstavby. Bylo zvažováno i použití vnějších prefabrikovaných betonových skořepin, ale nakonec se všichni, celý projektový tým tvořený architektkou, zástupci projektantů i hlavního doda-


❚

2/2013


2

❚


3 Obr. 1 Dokončené věže pro skoky do vody ❚ Fig. 1 Completed dive towers Obr. 2 Rozdělení forem věží na díly, které se daly opakovaně používat, a umístění konstrukčních spojů bednění na 3D modelu ❚ Fig. 2 3D model showing joint locations and reuse of formwork units Obr. 3 Část výstupu MKP analýzy s teoretickými deformacemi povrchu formy a modelem ztužujícího rámu s upevněním na formu ❚ Fig. 3 Part of the finiteelement analysis showing theoretical deflections on the surface of the former and at the locations of the yoke screw jacks Obr. 4 Šablona z tvrzeného polystyrénu opracovávaná pětiosou frézou firmy Cordek ❚ Fig. 4 EPS pattern being routed on Cordek’s five-axis CNC router

4

vatele, shodli, že monolitická technologie je pro danou stavbu nejvhodnější a vybrali jejího subdodavatele. Časový program celého projektu výstavby plaveckého centra určoval, že před stavbou skokanských věží musí být dokončena výstavba zastřešení i vlastního plaveckého bazénu, což pro realizaci věží přineslo významné omezení manipulačního prostoru pro používanou stavební techniku. Nejvyšší 10m věž byla betonována po 2,5 m vysokých záběrech, poslední z nich zahrnoval i 7 m dlouhou odrazovou konzolu. Vzhledem ke složitosti tvaru výsledné konstrukce byla navržená konstrukce bednění v požadovaném tvaru analyzována MKP pro postupné zatížení každým novým betonážním úsekem. Bednění jako celek bylo navrženo na zatížení hydrostatickým tlakem od plného objemu čerstvého betonu. 2/2013

❚

Maximální vychýlení bodu povrchu formy od teoretické pozice bylo stanoveno na 5 mm a nepřesnost v konstrukčních spojích bednění pouze 1 mm. Pro zajištění požadovaných tvarových tolerancí byla forma z vnějšku po celé výšce ztužena vodorovnými žebry a ztužujícími tyčemi mezi horními okraji každého výškového dílu formy, které zajišťovaly předepsaný tvar a bránily pohybu volného okraje formy v místech napojení jednotlivých úseků. K dosažení co nejhladších konstrukčních spojů bylo rozhodnuto, že spodní díl bednění zůstane po vybetonování prvního záběru na místě a k němu bude připojen další díl. To mělo výhodu ve zdvojené tloušťce spoje dílců, ale také v udržení tvaru napojení, které tvořila složitá prostorová křivka. Důsledkem jakéhokoliv pohybu částí bednění proti sobě by byly „schůdky“ na výsledném povrchu betonu a prav-


děpodobně i únik cementové kaše. Pro další minimalizaci rizika pohybu bednění byl kolem bednění navržen stahovací ocelový rám, ke kterému byla forma upevněna pomocí šroubovacích rozporných tyčí. Toto opatření zajistilo bezpečné uložení betonu druhého záběru (obr. 3). Proces byl opakován i v dalších záběrech. Výroba šablony Poté, co byl teoreticky vyřešen návrh i postup výroby formy/bednění, bylo možné se zabývat výrobou šablony pro následné odlití formy. Počítačový virtuální 3D model byl po výšce rozříznut na půl a rozdělen na manipulovatelné části pro strojní obrábění. Každá část šablony byla pro zajištění tuhosti a tvarové stability vyztužena ocelovými a dřevěnými rámy. Na rámy byly nalaminovány profilované bloky expandovaného polystyrénu (EPS). 31


5a

❚


5b

7

8

Bloky byly obráběny pětiosou CNC frézou. Jejich povrch byl ofrézován 10 mm pod budoucí konečný povrch (obr. 4). Na ofrézovaný povrch polystyrénu byla nastříkána polyuretanová pěna vysoké hustoty a ta byla po vytvrdnutí opět ofrézována až do úrovně 0,5 mm pod budoucí konečný povrch. Po té následoval pečetící nátěr pryskyřicí a penetrační nátěr. Dokončené díly šablony byly sestaveny do tvaru jedné poloviny 10m věže (obr. 5). Celá šablona byla natřena vrchním nátěrem, který byl po vytvrdnutí opískován a vyleštěn. 32

Výroba bednění V první fázi byla připravená vyrobená šablona natřena odbedňovacím gelem, kterým bude natíráno výsledné bednění před betonáží. Poté se začalo s výrobou bednění. Na základě výsledků konstrukční analýzy bednění bylo předem určeno, že nejvíce namáhaná místa vyžadují výztuž ze skelných vláken v sedmnácti vrstvách skelné tkaniny 600 gm/m2. Po zalaminování plochy byla na určená místa přilaminována 18mm žebra a místa styků byla zesílena dalšími pěti vrstvami skelné tkaniny. Každý krok

ve výrobě formy proběhl na levé a pravé polovině včetně postupného vytváření zámkových spojů podél střední linie. Nové části byly vytvářeny vedle už hotových tak, aby jejich vzájemné spoje k sobě co nejtěsněji dosedaly (obr. 6). Po dokončení výroby byly všechny díly formy přepraveny na místo zkušebního sestavení bednění a betonáže spodní části nejvyšší věže. Zde byl provozní zkouškou, tj. sestavením tří spodních dílů formy nejvyšší věže, výrobou a uložením předepsaného typu betonu, doověřen navržený proces


❚

2/2013


❚


Obr. 5 Dokončená levá polovina šablony 10m skokanské věže je připravena pro laminování formy, a), b) ❚ Fig. 5 Complete pattern for left side of the 10m dive tower being finished ready for mould laminating, a), b) Obr. 6 Různé fáze výroby konstrukce bednění units in varying stages of construction

❚

Fig. 6

Formwork

Obr. 7 Provozní zkouška sestavení spodních tří dílů formy nejvyšší skokanské věže (10 m) a uložení betonu ❚ Fig. 7 Trial assembly of formers for pours one, two and three of the 10m tower Obr. 8 Skokanské věže během výstavby, 5m věž v popředí, 10m v pozadí, s omezeným manipulačním a přístupovým prostorem ❚ Fig. 8 Dive towers under construction showing 5m board in the foreground, 10m board behind and the restricted craneage and access Obr. 9 Pohled do interiéru Plaveckého centra s oběma bazény a skokanskými věžemi ❚ Fig. 9 View into the Aquatic Centre with both pools and dive towers 6 9

výstavby. Největší díl formy byl dlouhý 7 m a vážil 1,8 t. Z ÁV Ě R

Na betonáž skokanských věží byly kladeny velmi vysoké estetické požadavky. Samotný proces betonáže probíhal v omezeném prostoru za použití pouze malého 10t jeřábu (obr. 8). Dosažený výsledek však prokázal, že za plného nasazení všech zúčastněných, od počátečních diskuzí nad prvními návrhy architektky přes dostatečný čas pro vývoj a výrobu forem až po konečnou betonáž, je možné 2/2013

❚

dosáhnout vysokou kvalitu betonové architektury. Sara Klomps, architektka z atelieru Zahy Hadid, realizaci skokanských věží komentovala: „Byla to pro všechny úžasná zkušenost, tak těsná spolupráce se statikem, dodavatelem betonu i výrobcem bednění není běžná. Výsledky však potvrdily, že to byl správný přístup, pokud jsme chtěli dosáhnout vysoké kvality architektonického díla.“

Zaha Hadid Architects, Londýn, VB Ove Arup & partners, Statický návrh Londýn, VB Návrh a výroba formy Cordek Ltd, Slinfold, VB Dodavatel monolitické AJ Morrisroe & Sons Ltd, betonové konstrukce Herts, VB Architektonický návrh

Redakce děkuje časopisu Concrete za souhlas s otištěním českého překladu článku. Článek „The Aquatics Centre, East London“ vyšel v časopise Concrete, December/January 2012/13, str. 16-20.

Figure credits: Obr. 1 a 9 / Fig. 1 and 9 – Photo: Zaha Hadid and Hufton + Crow; Obr. 2 až 8 / Fig. 2–8 Cordek


33


❚


LOTTE WORLD TOWER – VYSOKÁ ELEGANCE ❚ LOTTE WORLD TOWER: THE HEIGHT OF ELEGANCE Výrazný mrakodrap v jihokorejském hlavním městě Soulu se brzy, po svém dokončení, stane nejvyšší budovou ve východní Asii. 555 m vysoký Lotte World Tower bude novou, pozoruhodnou fasetou na horizontu města. V rámci projektu bednění a lešení navrhl jeho dodavatel (Doka) použití výsuvných ochranných clon, zástěn a pracovních plošin, které jsou schopny se vyrovnat s postupně do výšky zužující se konstrukcí.

❚ Thrusting skyward in

the South Korean capital Seoul is what will soon be the tallest building in East Asia – the 555 m Lotte World Tower, which will add a striking new facet to the city’s skyline. The Doka formwork solution fielded here uses SKE100 and SKE50 plus automatic climbers and the Protection screen Xclimb 60, and is ensuring swift, safe construction progress. In a formwork-engineering ‘first’, the Formwork Experts are using telescoping protection screens and platforms to deal with the structure’s continuous taper. 2

1

Lotte World Tower je projekt plný superlativů (obr. 1). Po dokončení budou ve 123 poschodí vysokém mrakodrapu nejen byty, obchody a kanceláře, ale také sedmi hvězdičkový hotel. Deset nejvyšších podlaží s vyhlídkovou platformou a kavárnou na střešní terase bude přístupných veřejnosti. Podle architekta budovy Kohn Pedersen Foxe návrh pomalu zužující se věže s nepřerušenou obrysovou křivkou byl inspirován tradiční korejskou keramikou, porcelánem a kaligrafií. Klient Lotte Group si sám vybaví objekt fotovoltaickými panely, větrnými turbínami, vnějším stíněním a systémem jímajícím dešťovou vodu. Elegantní tvar stavby však byl nejdůležitějším požadavkem. Křehkost fasády obložené světle stříbrně tónovanými skly zdůrazní bíle lakovaná ocel. D O D R Ž O VÁ N Í Č A S O V É H O H A R M O N O G R A M U V Ý S TAV B Y

Pro bednění mohutného železobetonového jádra, které počátkem listopadu 34

2012 dosahovalo výšky 140 m (obr. 2) a celkově bude po dokončení vysoké 498 m, bylo použito 132 automatických šplhavých prvků SKE100 ze systému dodavatele bednění kombinovaných s velkoplošnými díly Top 50 k bednění stropních desek. Výška betonované sekce byla v typickém podlaží 4,5 m. K dosažení hladkého procesu výstavby nelze řešit otázky bednění a lešení odděleně. Cyklus šplhání diktuje na stavbě takových rozměrů rytmus mnoha dalším pracovním operacím a je nezbytné jednotlivé technologie vzájemně integrovat tak, aby bylo dosaženo konstantního proudu výstavby. To vše řeší projektový manažer, který analyzuje postup jednotlivých kroků a koordinuje vzájemně všechny technologie během výstavby: kdy je nejvhodnější pokládat výztuž, kdy je možné ukládat beton s nejmenším možným rušením ostatních činností, kdy je možno osazovat na fasádu okna atd.

Osm obrovských monolitických betonových pilířů roste vzhůru vně konstrukce jádra do výšky 318 m (obr. 3). Vně umístěné pilíře zvyšují stabilitu konstrukce budovy, a tím i její bezpečnost. Mezi první a poslední betonovanou sekcí se strana čtvercového příčného průřezu pilíře zkrátí z 3,5 na 2 m. Zde bylo použito samošplhací bednění SKE50 plus (osmdesát kusů) v kombinaci s prvky velkoplošného bednění Top 50. Pro udržení rychlosti výstavby byl u každého sloupu vlastní jeřáb ke zvedání svazků výztuže. Jeřáby šplhaly společně s bednicím systémem. Dalších dvanáct automatických šplhacích systémů SKE100 bylo použito k zvedání tří ramen betonářských pump synchronizovaně s bednicím cyklem. Bez ohledu na napjatý časový harmonogram byly zatím všechny plánované procesy dokončeny ve stanoveném termínu. Všechny dodávky bednění běží podle plánu a práce na staveništi se posunuje kupředu.


❚

2/2013

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E Obr. 1 Vizualizace konečného vzhledu budovy dle projektu of the building according to its project, visualisation

❚

Fig. 1

❚


Final look

Obr. 2 Celkový pohled na výstavbu betonové výškové konstrukce s použitím speciálních bednicích a lešenářských systémů, říjen 2012 ❚ Fig. 2 General view of building of the concrete high-rise structure using special formwork systems, October 2012 Obr. 3 Bednicí a lešenářský systém s ochrannými sítěmi na samostatně betonovaném pilíři, červen 2012 ❚ Fig. 3 Formwork system with protective net on a separately concreted pillar, June 2012 Obr. 4 Bednicí a lešenářské systémy na konstrukci hlavního jádra i samostatných pilířích chráněné nepromokavými zástěnami, leden 2013 ❚ Fig. 4 Formwork system on the main core structure and separate pillars protected by waterproof screens, January 2013 3

Lotte Group Kohn Pedersen Fox Associates Lotte Engineering & Construction Doka Group květen 2011 srpen 2011 2015

4

BEZPEČNOST PRÁCE VE VÝŠKÁCH

Velká pozornost je věnována bezpečnosti na staveništi. Vedle lidského utrpení všechny pracovní úrazy na staveništi způsobují zpoždění dokončení stavby a také zvyšují její náklady. Dodavatel bednění proto vyvinul nový ochranný systém zástěn, který se sám dokáže přizpůsobit svým tvarem tvaru konstrukce bez nutnosti zvláštních úprav. Bezpečnost a spolehlivost na staveništi jsou hodnoty, které definují denní práci všech dodavatelů včetně dodavatelů systémů bednění a konstrukcí lešení. Jistota je nezbytnou součástí termínů plánování. Po sestavení systému bednicího vybavení je nezbytné moci se na ně plně spolehnout, a to po celou dobu použití od spodu až po poslední nejvyšší betonované patro. Je také potřeba, aby bylo adaptabilní a malé úpravy geometrie byly jednoduché k provedení a neztrácelo se jimi zbytečně mnoho času. 2/2013

Investor Architekt Dodavatel Dodavatel bednění Projekt bednění Zahájení výstavby Dokončení výstavby

❚

Bezpečnost staveniště je velmi důležitá a u vysokých konstrukcí je rovněž nezbytné, aby se pracovníci cítili bezpečně. Je důležité udělat více než jen snižovat riziko. Např. je žádoucí zajistit, aby pracovníci nevnímali výšku rušivě a cítili se stejně jistě a bezpečně, jako kdyby pracovali přímo na zemi (obr. 4). Spojitě proměnný tvar konstrukce představoval pro inženýry připravující projekt bednicího systému pro betonovou konstrukci mrakodrapu velkou výzvu. Projektový tým odpověděl vývojem nového teleskopického zástěnového systému navrženého speciálně pro tuto stavbu. Ochranná zástěna vyžaduje malou nebo žádnou modifikaci pro zužující se tvar konstrukce. Zástěnové prvky mohou být upravovány v šířkách 3 a 5 m. V současnosti jsou výškové pracovní plošiny překrývány síťovinou a chráněny nepromokavou celtovinou. Od začátku roku 2013 je možné bezespárově chránit až čtyři a půl podlaží najednou pomocí 20 m vysokých ochranných


zástěn Xclimb 60. Všechny činnosti tak mohou být i ve vysokých výškách prováděny pod ochranou, tím je minimalizován vliv změn počasí a silného větru na průběh výstavby. Další důležitou prioritou je cenová jistota. Dokonce i pro různé komplexní tvary se dodavatel bednění snažil plánovat v co nejvyšším možném počtu nízkonákladové standardní prvky. Jsou-li známé různé odlišnosti místně používaných stavebních pracovních postupů, vždy lze vybrat vhodnou kombinaci efektivního a ekonomického řešení pro bednicí systémy. Jedním z neobvyklých prvků projektu speciálního bednění pro Lotte World Tower byla spolupráce dvaceti odborníků ze tří různých zemí (Korea, Singapore a Rakousko), kteří společně řešili náročné zadání prostřednictvím počítačových sítí. Redakce děkuje společnosti Česká Doka – bednicí technika, spol. s r. o., za poskytnuté materiály (text a fotografie).

35


❚


VLIV BAREVNÉHO PIGMENTU NA VLASTNOSTI POHLEDOVÉHO BETONU ❚ EFFECT OF COLOUR PIGMENT ON THE PROPERTIES OF EXPOSED CONCRETE

1

2

Jiří Vašíček, Pavel Svoboda Předmětem experimentálního výzkumu bylo zkoumání vlivu přidávání barevného pigmentu do předem dané receptury betonu. Byly srovnávány dva druhy cementu a dva typy pigmentu. Ověřovaly se základní vlastnosti betonu, které jsou důležité pro jeho zpracovatelnost a použitelnost v praxi: konzistence, objemo-

pigmentů jsou dostatečně známá. Přidání pigmentu (forma příměsi) za účelem získání požadované barvy a odstínu vede ke změně vlastností betonu v čerstvém i ztvrdlém stavu. Případný vliv těchto změn na mechanicko-fyzikální vlastnosti betonu a na výsledný pohledový povrch betonu byl zkoumán v rámci této práce.

Obr. 1 Barevné betonové vzorky vyrobené během jednoho míchacího dne ❚ Fig. 1 Coloured concrete samples produced during one day of mixing Obr. 2 Zkouška konzistence čerstvého betonu rozlitím kužele, cement CEM I a obsah hnědého pigmentu 4 % ❚ Fig. 2 A slumpflow test with CEM I and brown pigment 4%

vá hmotnost čerstvého a ztvrdlého betonu, vývoj barevnosti zkušebních těles během zrání,

PRŮBĚH EXPERIMENTU

pevnost v tlaku, pevnost v příčném tahu a pro-

Navržený experimentální výzkum byl realizován v rámci zpracování bakalářské práce pro Českomoravský beton, a. s., v laboratořích Betotech, s. r. o., v Berouně. Receptura použité betonové směsi je uvedena v tab. 1a), v tab. 1b jsou uvedeny vyšetřované dávky pigmentu 2; 4 a 6 % z hmotnosti cementu přepočtené na dávku do 12 l připravované záměsi. Byly zkoušeny pigmenty dvou barev: červený (s označením 413) a hnědý (s označením 242). Z obou druhů cementu byly připraveny čtyři záměsi s různým obsahem pigmentu (0; 2; 4 a 6 % z hmotnosti cementu) a z každé záměsi pak tři zkušební krychle (obr. 1). Celkem bylo vyrobeno 42 zkušebních těles. Výroba probíhala podle platných norem (ČSN 12390-1, ČSN 12350-1 a ČSN 12390-2).

barvení těles ve hmotě. Ukázány jsou též nejdůležitější závěry a fotografie z provedeného experimentu.

❚

The subject of this

experimental research was to investigate the influence of adding colour pigment to concrete pre-defined formula. Two types of cement and two types of pigment were compared. Basic properties of concrete required for its workability and applicability in practice were verified: consistency and density of fresh concrete and concrete after 28 days, development of colour during aging specimens, compressive strength, tensile shear strength and colouring solids in mass. Also the most important conclusions from the research and photographs from the experiment are presented.

Pohledový beton se ve stavebnictví v naší republice začíná v poslední době prosazovat stále více. Jeho velkou výhodou je, že spojuje vlastnosti nosného konstrukčního materiálu s funkcí estetickou. Tím se stává zajímavým pro architekty a investory. Složení a vlastnosti konstrukčního i pohledového betonu bez dodatečného probarvení pomocí 36

Míchání záměsí Pro všechny záměsi byla zvolena konstantní doba míchání 5 min. Po 30 s promíchávání kameniva byl do míchač-

Tab. 1 a) Tabulka zvolené receptury s přepočítaným množstvím jednotlivých složek na vyráběné množství 12 l, b) Tabulka zastoupení pigmentu ve směsi přepočítaná na vyráběné množství 12 l ❚ Tab. 1 a) Selected recipe with recalculated number of individual components of the manufactured quantity 12 l, b) representation of pigment in the mixture converted to the quantity 12 l

Složky cement [kg] voda [l] Sika Visco Crete 1035 (g) 0,45 % z hmotnosti cementu [g] 0/4 kamenivo [kg] 4/8 8/16 Obsah pigmentu z hmotnosti cementu [%] 2 4 6

1 m³ (1 000 l) 360 180

4,32 2,16

1 620

19,44

925,6 267 584,7

11,107 3,204 7,016

12 l

Množství pigmentu [g] na záměs 12 l 86,4 172,8 259,2


❚

2/2013

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E Tab. 2 Hodnoty konzistence ze zkoušky rozlití kužele pro CEM I a CEM III Tab. 2 Values of consistency tests spills for CEM I and CEM III

CEM I

Vzorek typ pigmentu; obsažené množství

Hodnota rozlití [mm]

0 % 413; 2 % 413; 4 % 413; 6 % 242; 2 % 242; 4 % 242; 6%

470 530 420 440 540 430 450

Tab. 4

CEM III Klasifikace konzistence podle rozlití F3 F4 F3 F3 F4 F3 F4

Hodnota rozlití [mm] 550 570 520 460 540 560 510

Objemové hmotnosti betonu po 28 dnech zrání

Vzorek typ pigmentu; obsažené množství 0 % 413; 2 % 413; 4 % 413; 6 % 242; 2 % 242; 4 % 242; 6 %

Krychle 1 [kg/m³] 2 305 2 364 2 311 2 326 2 340 2 320 2 266

Krychle 2 [kg/m³] 2 293 2 361 2 317 2 329 2 361 2 293 2 284

Konzistence Konzistence byla zjišťována zkouškou rozlitím dle příslušné normy (ČSN EN 12350-5). Zkouška byla provede-

❚

❚

Tab. 4

Klasifikace konzistence podle rozlití F4 F5 F4 F3 F4 F5 F4

MATERIALS AND TECHNOLOGY Tab. 3 Objemové hmotnosti čerstvého betonu Tab. 3 Densities of fresh concrete


❚

Objemová hmotnost [kg/m³] CEM I 2 335 2 397 2 341 2 356 2 373 2 353 2 299

CEM III 2 311 2 341 2 346 2 358 2 352 2 320 2 373

Densities of concrete after 28 days of curing

CEM I

ky přidán cement a tato směs se opět míchala 30 s. Další složkou byla voda a přísada. Po promísení základních složek bylo přidáno zvolené množství pigmentu. Do celkové doby 5 min se míchačka každou minutu zastavila a zednickou lžící byla homogenizována směs v místech menší intenzity míchání (okraje, prostory mezi lopatkami).

2/2013

❚

❚

CEM III Krychle 3 [kg/m³] 2 305 2 367 2 308 2 320 2 322 2 302 2 242

Průměr [kg/m³] 2 301 2 364 2 312 2 324 2 341 2 305 2 264

Krychle 1 [kg/m³] 2 276 2 299 2 305 2 308 2 281 2 281 2 234

na hned po zamíchání každé záměsi. Z uvedených hodnot rozlití (tab. 2) a přiřazení druhu pigmentu je vidět, že při použití CEM I byla zjištěna shodná konzistence betonu při různé dávce pigmentu (2; 4 a 6 %) bez ohledu na druh pigmentu, oproti tomu při použití CEM III se zjištěné konzistence betonu při různé dávce pigmentu a při použití různých pigmentů lišily. Chování betonu s CEM I v čerstvém stavu bylo v rámci experimentu předvídatelnější než při použití CEM III. Zvyšování dávky pigmentu přineslo očekávaný úbytek konzistence be-


Krychle 2 [kg/m³] 2 281 2 305 2 311 2 322 2 284 2 275 2 234

Krychle 3 [kg/m³] 2 293 2 296 2 305 2 299 2 314 2 286 2 248

Průměr [kg/m³] 2 283 2 300 2 307 2 310 2 293 2 280 2 239

tonu. Ukázka z jedné zkoušky rozlitím (obr. 2). Objemová hmotnost Po zhotovení zkušebních těles byla změřena objemová hmotnost čerstvého betonu (tab. 3). Další měření objemové hmotnosti bylo provedeno po 28 dnech na ztvrdlém betonu před provedením destruktivních zkoušek (tab. 4). Podíl pigmentu je velmi malý, proto jeho přidání nemá vliv na objemovou hmotnost čerstvého betonu ani ztvrdlého betonu (po 28 dnech).

37


❚


Obr. 3 Přístroj Colorimetr Color Analyzer RGB – 1002 používaný na měření barvy plošek betonových těles ❚ Fig. 3 Device Colorimetr Color Analyzer RGB-1002 used to measure the colour of concrete pads

120 100 80 60 40 B R G

20 0 5.3.2012

12.3.2012

19.3.2012

26.3.2012

3

4a

5

4b 120 100 80 60 40

B R G

20 0 2.3.2012

9.3.2012

16.3.2012

23.3.2012

4c 300 250 200 150 100 Součtové hodnoty RBG CEM I +4% 242

50

CEM III +4% 242

0 2.3.2012

Obr. 4 Časový vývoj naměřených hodnot barevnosti RGB betonových vzorků se 4% obsahem hnědého pigmentu 242, a) použitý cement CEM I, b) použitý cement CEM III, c) součtové hodnoty pro oba druhy cementů ❚ Fig. 4 Development in time of measured coloured values of RGB concrete samples with 4% of brown pigment 242, a) with CEM I, b) with CEM III, c) sum values for both types of cement Obr. 5 Měření vzorků s CEM I a oběma druhy pigmentu kolorimetrem, pigment červený 413 v horní části fotografie a pigment hnědý 242 na spodní části fotografie ❚ Fig. 5 Measurement of samples with

Vývoj barevnosti Vlastností, která byla sledována dlouhodobě, byl vývoj barevnosti. Předpokládalo se, že se zráním a vysycháním betonu bude odstín barev postupně světlejší [1]. Tento předpoklad se potvrdil. Otázkou bylo, po jaké době od odbednění těles se jejich barevnost ustálí a nebude se dále měnit. Barevnost byla měřena kolorimetrem typu Color Analyzer RGB-1002 (obr. 3), kterým se po přiložení na předem definovanou plochu odečte barevnost a výsledek udá v číselném formátu RGB. 38

9.3.2012

16.3.2012

23.3.2012

30.3.2012

CEM I and both types of cement with a colorimeter device, red pigment 413 in the upper part of the image and brown pigment 242 in the bottom of the image Obr. 6 Ukázka probarvení vzorků ve hmotě po rozlomení, červený pigment 413, obsah pigmentu od 2 do 6 % zprava doleva a) vzorky s CEM I, b) vzorky s CEM III ❚ Fig. 6 Examples of colouring mater in the samples after breaking, red pigment 413, content of pigment from 2% to 6% from right to left. a) samples with CEM I, b) samples with CEM III

Barevný model RGB neboli red-gren-blue (červená-zelená-modrá) je aditivní způsob míchání barev používaný ve všech monitorech, projektorech a jiných zobrazovacích zařízení. Jedná se o míchání vyzařovaného světla. Tento barevný model nepotřebuje vnější světlo (monitor zobrazuje i v naprosté tmě a barvy jsou vidět až po podsvícení zobrazované plochy). Model RGB lze zobrazit jako krychli, v které každá z kolmých hran udává škálu mohutností barevných složek. Potom libovolný bod se souřadnicemi (R,

G, B) v této krychli udává hodnotu výsledné barvy. Čím větší je součet mohutností, tím světlejší je výsledná barva. Z naměřených hodnot (obr. 4 a 5) je patrné, že se již zhruba po dvou týdnech výsledky měření součtových hodnot RGB pro konkrétní cement a pigment přestávají výrazně lišit a nedochází k dalšímu výraznému zesvětlování. Po jednom měsíci se barevný odstín ustaluje. Z grafů vidíme, že u vzorků s CEM III je zesvětlení výraznější (vyšší součtová hodnota RGB) než u vzorků s CEM I.


❚

2/2013


6a

❚


6b

Tab. 5 Pevnosti betonu v tlaku po 28 dnech zrání of concrete after 28 days of curing


❚

Tab. 5

CEM III Krychle 1 [MPa] 47,2 46,8 43,9 43,9 41,2 37 39,8

CEM I Krychle 2 [MPa] 58,2 47,6 44,8 42,9 41,7 39,6 39,3

Krychle 1 [MPa] 54,7 57,8 56,3 56,4 52,9 51,6 50,5

Tab. 6 Pevnosti betonu v příčném tahu po 28 dnech zrání ❚ of concrete in the transverse tension after 28 days of curing


CEM III Síla [N] 102,8 101,9 119,8 111,5 77,8 107,3 92,8

Příčný tah po 28 dnech Na třetím zkušebním tělese byla provedena zkouška pevnosti betonu v příčném tahu. Byla provedena podle příslušných norem (ČSN EN 12390-6). Na hodnotě pevnosti v příčném tahu nebyla zaznamenána žádná významná změna s přidávaným pigmentem (tab. 6). ❚

Krychle 2 [MPa] 55,5 57 54,2 54,5 54,5 55,2 50,3

Tab. 6

Strengths

CEM I Pevnost [Mpa] 2,91 2,88 3,39 3,16 2,2 3,04 2,63

Pevnost v tlaku po 28 dnech Na dvou ze tří zkušebních těles byla provedena zkouška pevnosti betonu v tlaku. Byla prováděna podle příslušných norem (ČSN EN 12390-3). Hodnoty pevností jsou uvedeny na tab. 5. Je vidět, že přidáním pigmentu se pevnost v tlaku zmenšuje. Při přidání 6 % pigmentu je pevnost u CEM III menší o 15 % a u CEM I je menší o 10 %. S poklesem pevnosti betonu vlivem zvyšujících se dávek pigmentu je třeba počítat při konkrétním návrhu složení betonu – receptury.

2/2013

Compression strengths

Síla [N] 54,7 57,8 56,3 56,4 52,9 51,6 50,5

Pevnost [Mpa] 2,47 2,6 3,28 2,66 3,18 3,35 3,21

Rozlomení zkušebního tělesa při této zkoušce umožnilo posoudit, jak je těleso probarveno uvnitř (obr. 6). Na lomových plochách je vidět, že beton je probarven v celém objemu rovnoměrně a nedošlo k shlukování pigmentu. Z ÁV Ě R

Z výsledků provedeného experimentu lze konstatovat, že z hlediska vlastností čerstvého a ztvrdlého betonu vychází lépe použití cementu CEM I. To souvisí s jeho složením, kdy 95 % tvoří homogenní látka – portlandský slinek a jen 5 % jsou složky doplňkové. Oproti tomu je CEM III složen z více komponentů, které mohou různě reagovat na přísady a příměsi, a rovněž je tento cement vyráběn v nižší pevnostní třídě, a proto i pevnosti betonu jsou při stejném dávkování a vodním součiniteli nižší. Při srovnání odstínů je patrné, že barevné odstíny jsou s cementem CEM I


Literatura: [1] Šafrata J.: Výroba vymývaných povrchů betonu, Povrchy betonu 2008, str. 57–62 [2] Hela R., Šrůma V. a kol.: Technická pravidla ČBS 03 Pohledový beton, Praha: ČBS servis, s. r. o., 2009 [3] Margoldová J.: Barevný, ne jen šedý beton, Beton TKS, 1/2010, str. 32–36 [4] Collepardi M.: Moderní beton, Praha, Informační centrum ČKAIT, 2009 [5] Lopez A., Tobes J. M., Zerbino R., Barragán B. E.: Barevný samozhutnitelný beton – návrh směsi a vlastnosti, Povrchy betonu, 2008, str. 46–49 [6] Přikryl J.: Zkoušení světlostálosti anorganických pigmentů v betonu, Beton TKS 6/2009, str. 63–65 [7] Pečur I., Juradin S., Duvnjak M., Lovrič T.: Vliv pigmentu na vlastnosti betonu, Beton TKS 6/2009, str. 66–69 [8] de Arruda Coelho F. C.: Vliv přidání anorganických pigmentů na trvanlivost betonu, Beton TKS 4/2009, str. 44–47

tmavší a sytější, naopak odstíny s CEM III jsou světlejší a méně syté. Je to způsobeno vysokým obsahem strusky v CEM III, která je z podstaty světlejší než portlandský slinek. Proto lze CEM III s výhodou použít v případě požadavku na světlejší odstíny barevného betonu. V každém případě je třeba před zahájením výroby a dodávky zamýšleného barevného betonu na stavbu vyzkoušet různá složení betonové směsi tak, aby bylo dosaženo požadovaných parametrů betonu včetně zvolené barvy a jejího odstínu. Bc. Jiří Vašíček e-mail: [email protected] Doc. Ing. Pavel Svoboda, CSc. oba: Katedra technologie staveb Fakulta stavební ČVUT v Praze Text článku byl posouzen odborným lektorem.

39


❚


OŠETROVANIE ČERSTVÉHO BETÓNU – 8. MALTY S VNÚTORNÝM OŠETROVANÍM – PEVNOSTI A OBJEMOVÉ ZMENY ❚ CONCRETE CURING – 8. MORTARS WITH INTERNAL CURING – STRENGTHS AND VOLUME CHANGES Peter Briatka, Peter Makýš V článkoch z tohto cyklu sme popísali význam ošetrovania čerstvého betónu najmä z hľadiska trvanlivosti/životnosti betónových konštrukcií. DTA analýzou cementového tmelu sme dokázali pozitívne pôsobenie vnútorného ošetrovania (IC) pri hydratácii (najmä zmesí s nízkym vodným súčiniteľom). Predstavili sme konvenčné a nové spôsoby návrhu receptúr s IC. Tiež sme odhalili rozpory medzi zaužívanými postupmi výpočtu straty vlhkosti z betónu a skutočnosťou a predstavili sme nové prístupy k výpočtu/návrhu IC. V tomto pokračovaní

dza k takmer žiadnej strate vlhkosti zo vzorky do okolia. Vzorky môžu podstupovať jedine samovysychanie, ktoré v konečnom dôsledku ovplyvňuje objemové zmeny a v závislosti od vodného súčiniteľa i mechanické vlastnosti betónu. Skúšky na trámčekoch, hodnotiace účinnosť navrhovaného IC pri rôznych vodných súčiniteľoch, mali preto kľúčový význam nielen pre overenie správnosti a platnosti modelu návrhu zloženia betónu, ale aj pre získanie prvých komparačných vlastností vzoriek ošetrovaných pri ideálnych podmienkach.

cyklu dokumentujeme vplyv IC na objemové zmeny a pevnosti mált. Oba parametre

P R Í P R AVA S K Ú Š O K

vstupujú v podmienkach reálnych konštrukcií do vzájomných interakcií a ovplyvňujú konštrukciu v zmysle generovania vnútorných napätí a vzniku trhlín. Všeobecnou snahou je znížiť objemové zmeny betónu na minimum. Redukuje sa tak hrozba vzniku trhlín a skracovania životnosti, najmä plošných betónových konštrukcií.

❚ In the former papers of

this series we described the importance of fresh concrete curing, in particular pointing out durability/lifetime of concrete structures. Using DTA analysis of cement pastes we proved a positive action of internal curing (IC) within hydration (mainly mixtures with low watercement ratios). We presented conventional and innovative approaches to mixtures with IC design. Also gaps between conventional procedures and reality were identified when calculating water losses and we introduced brand new approaches to calculation/design of the internal curing (IC). In this part of the series,

Použité materiály Pre skúšky sa použil portlandský cement CEM I 42,5 N s mernou hmotnosťou 3 077 kg/m3. Chemické zmrašťovanie použitého cementu bolo 7 % a jemnosť stanovená podľa Blaina 344,77 m2/kg. Začiatok tuhnutia sa podľa STN EN 1015-9 stanovil na 185,3 min, pričom koniec tuhnutia sa zistil v 254,6 min. Ako plastifikačná prísada (WRA) sa použil superplastifikátor Berament HT2 s účinnou látkou na báze polykarboxylátu. Ako hutné kamenivo sa použilo prírodné ťažené kamenivo frakcie 0/4 (tab. 1). Ako ľahké kamenivo sa s ohľadom na predchádzajúce výskumné úlohy a skúšky použilo LWA s obchodným názvom Liapor, a to vo frakciách 0/4 (M) a 0/1 (D) (tab. 1).

we document the influence of the IC on volume changes and strengths of mortars. Under conditions of real structures, both parameters come into mutual interactions and affect the structure in the sense of internal stresses generation and cracking. The general effort is to decrease the volume changes of the concrete down to the minimum. That way the danger of cracking and lifetime shortening is reduced, mainly for flat structures.

Cieľom skúšok na trámčekoch bolo overiť účinnosť vnútorného ošetrovania tak, ako bolo navrhnuté [33] v podmienkach takmer ideálneho ošetrovania (teplota prostredia cca. 20 °C a relatívna vlhkosť prostredia cca 98 %). V takomto prostredí nedochá40

1

Receptúry Pre overenie účinnosti navrhovaného IC na trámčekoch sa zvolili viaceré receptúry s hlavnou premennou – vodným súčiniteľom (w/c). Vodný súčiniteľ sa navrhol v troch variantoch s relatívne nízkymi hodnotami (0,3; 0,36 a 0,42) zabezpečujúcimi dosiahnutie stupňa hydratácie α (0,83; 1 a 1). V každom variante w/c sa overovala účinnosť vnútorného ošetrovania použitím rôznych hmotnostných dávok LWA (0 % = referenčné vzorky; 7 % a 13,2 %). Horná medzná dávka 13,2 % sa stanovila na základe návrhu vnútorného ošetrovania [33] ako dávka postačujúca na dokonalé IC tzv. uza-

vretého systému (sealed system) pri w/c = 0,36, ktorý podstupuje len samovysychanie. Presná receptúra pre každú zámes je uvedená v tab. 2. Výroba a kondiciovanie vzoriek Pred samotnou výrobou vzoriek sa vykonali pomocné a prípravné procesy. Jedným z nich bola príprava hutného kameniva sušením po dobu 24±2 h pri teplote 110 ± 5 °C (podľa STN EN 1097-6). Vysušené hutné kamenivo sa uložilo v plastových uzatvárateľných nádobách tak, aby nedošlo k absorpcii vzdušnej vlhkosti. V prípade výroby vzoriek s IC sa 24 ± 2 h. pred miešaním do uzatvárateľnej plastovej nádoby pripravila dávka LWA (v danom pomere) spolu s celkovou dávkou zámesovej a ošetrovacej vody. Miešanie sa vykonávalo v počítačom riadenej, tzv. maltárskej, miešačke (STN EN 196-1). Pred miešaním sa vždy dodržal rovnaký postup dávkovania. Prvé sa nadávkovalo hutné kamenivo. Následne sa pridal cement a ručne sa premiešali. Ako posledná zložka sa pridalo nasiaknuté ľahké kamenivo (SLWA) aj s dekantovanou zámesovou vodou, do ktorej bola tesne pred miešaním pridaná WRA. Zmes sa opätovne mierne ručne premiešala. Samotné strojné miešanie sa vykonalo vždy rovnakým spôsobom – 60 s miešania pri nízkych otáčkach. Zámes sa po miešaní naplnila do pripravených foriem (podľa prílohy A STN EN 1015-11). V závislosti od konzisten-


❚

2/2013

❚



2

E X P E R I M E N TÁ L N A Č A S Ť

V experimentálnej časti sa overovalo pôsobenie IC (v rôznych dávkach) na mechanické charakteristiky a objemové zmeny malty. Po odformovaní (vo veku 1 d) sa zmerali rozmery skúšobných telies a ich hmotnosti, z ktorých sa stanovila priemerná objemová hmotnosť vzoriek (receptúr). Následne sa vykonali dilatometrické skúšky trámčekov vybavených meracími kontaktmi. Trámčeky bez meracích kontaktov sa používali na stanovenie mechanických vlastností – pevnosti v ťahu za ohybu ft,fl a pevnosti v tlaku fc. Zistené mechanické vlastnosti sa s ohľadom na rôzne receptúry numericky vyjadrili ako pomerné pevnosti k objemovej hmotnosti. Počas skúšok sa zhotovilo celkovo 126 trámčekov. 3

4

cie (vyplývajúcej z pomeru objemu kameniva a cementového tmelu) sa vzorky zhutnili. Referenčné vzorky sa zhutňovali na vibračnom stolíku po dobu 1 min s amplitúdou 0,6 mm. Vzorky s IC sa zhutňovali vo viacerých vrstvách ubíjaním kovovou tyčou s priemerom 40 mm. Po zhutnení vzoriek sa zahladil ich horný povrch a vo formách sa na 24 ± 2 h uložili do prostredia s teplotou 20 ± 2 °C a relatívnou vlhkosťou (RH) 95 ± 5 % (dosiahnutá ustálená úroveň 98 %). Poznámka: Skúšobné telesá (5 trámčekov) určené na meranie objemových zmien sa opatrili kovovými meracími kontaktmi zabudovanými

Po odformovaní vzoriek sa získali skúšobné telesá tvaru (tzv. maltárskych) trámčekov s rozmermi 40 × 40 × 160 mm. Trámčeky sa opätovne uložili do prostredia s teplotou 20 ± 2 °C a relatívnou vlhkosťou (RH) 98 ± 1 %, kde sa uchovávali ďalších 27 dní. Zmenšenie rozmerov vzoriek (na maltárske trámčeky) sa pristúpilo z kapacitných dôvodov laboratórií a vyžiadalo si prispôsobenie Dmax (4 mm). Pomer veľkosti najmenšej strany telesa ku Dmax bol 10, čo stále vysoko prevyšovalo skúšobnícke požiadavky troj- alebo päťnásobok (podľa rôznych autorov) [7, 11].

do foriem ešte pred ich plnením.

Obr. 1 Ilustračný obrázok – jedna z trhlín stropnej dosky rodinného domu ❚ Fig. 1 Illustrative figure – one of the cracks in ceiling slab of a family house Obr. 2 Princíp dilatometrickej metódy stanovenia objemových zmien ❚ Fig. 2 Principle of dilatometry method of volume changes measurement ❚

Obr. 3 Skúška pevnosti v ťahu pri ohybu strength Obr. 4 Skúška pevnosti v tlaku strength

Tab. 1 Tab. 1

❚

Fig. 4

Fig. 3

Test of flexural

Merná hmotnosť [kg/m3] Sypná hmotnosť [kg/m3] Nasiakavosť [%] Medzerovitosť [%] Tvarový index [%]

2/2013

❚

hutné 0/4 2 510 1 630 1,8 35,06

Kamenivo ľahké 0/4 (M) 1 070 410 7,73 61,68

ľahké 0/1 (D) 1 700 610 4,8 64,12

Poznámka: Dilatometrická metóda merania objemových zmien neumožňuje zachytiť objemové zmeny uskutočnené vo veku medzi 0. a 24. h.

Pevnosť v ťahu pri ohybe a pevnosť v tlaku Pevnosti v ťahu pri ohybe a v tlaku sa skúšali podľa STN EN 1015-11. Pevnosť v ťahu pri ohybu sa skúšala vždy

Použité receptúry

Vodný súčiniteľ (w/c)

0,3

Test of compressive

Vlastnosti použitého hutného a ľahkého kameniva ❚ Characteristics of used aggregate and lightweight aggregate

Vlastnosť

Tab. 2

Objemové zmeny Objemové zmeny sa merali dilatometrickou metódou podľa STN 72 2453 (princíp zachytáva obr. 2). Z každej skúšobnej vzorky sa objemové zmeny merali na 5 trámčekoch vo veku (1; 2; 3; 5; 7; 14 a 28 dní). Prvé meranie sa vykonalo prakticky ihneď po odformovaní skúšobných telies a považovalo sa za nulté meranie.

0,36

0,42


❚

Tab. 2

Used proportionings

Použitá receptúra [kg/m3] Zložka cement voda kamenivo 0/4 WRA LWA 0/4 (M) LWA 0/1 (D) cement voda kamenivo 0/4 WRA LWA 0/4 (M) LWA 0/1 (D) cement voda kamenivo 0/4 WRA LWA 0/4 (M) LWA 0/1 (D)

referenčný

7 % LWA

13,2 % LWA

492,782 184,191 1705,792 1,891 0 0 449,014 198,643 1706,85 1,725 0 0 412,459 210,77 1707,637 1,586 0 0

422,404 153,454 1562,75 1,625 83,464 44,202 384,872 165,394 1563,588 1,483 83,509 44,226 353,528 175,411 1564,211 1,363 83,542 44,243

360,369 132,276 1406,857 1,389 166,293 88,068 328,337 142,461 1407,505 1,268 166,37 88,108 301,589 151,005 1407,988 1,166 166,427 88,139

41


na troch skúšobných telesách vo veku 7; 14 a 28 d. Účelom skúšky bolo primárne získanie úlomkov pre skúšky pevnosti v tlaku. Výsledky pevnosti v ťahu za ohybu sa použili ako kontrolné výsledky pre hodnotenie pevnosti v tlaku pričom sa vychádzalo z empiricky odvodeného pomeru ft,fl(t) : fc(t) = 1 : 7. I N T E R P R E TÁ C I A V Ý S L E D K O V


Z výsledkov meraní skutočnej objemovej hmotnosti ρV [kg/m3] vyplynulo niekoľko kvalitatívnych čiastkových záverov. Dávka LWA (13,2 % hm.) pre úplné pokrytie straty vlhkosti na hydratáciu utesneného systému, pri zvolených frakciách 0/4 a 0/1 mm a pomere ich miešania 75 : 25 %, spôsobuje cca 15% pokles objemovej hmotnosti. Výrazný pokles objemovej hmotnosti znemožnil zatriedenie betónu (podľa STN EN 206-1) medzi konštrukčné betóny (NSC), keďže dosiahnutá objemová hmotnosť sa pohybovala výrazne pod 2 000 kg/m3. Obdobné správanie sa pozorovalo aj u vzoriek s dávkou LWA 7 %. Úmerne nižšej dávke LWA (7 %) sa prejavil aj pokles objemovej hmotnosti reprezentovaný hodnotou cca 6 %. Pokles objemovej hmotnosti je spôsobený prevažne nedostatkom cementového tmelu a nevhodnou zhutniteľnosťou v laboratórnych podmienkach. Použilo sa zhutňovanie ubíjaním. Pre takto tuhé konzistencie sa odporúča zhutňovanie vibrolisovaním, čo nevylučuje použitie zmesí v praktických aplikáciách. Za zhoršenou zhutniteľnosťou zmesí s dávkou LWA stojí jednak komplex vlastností LWA (napr.: zrnitosť, tvarové charakteristiky, jemnosť a hlavne takmer nemerateľná schopnosť fyzi-

Zistená obj. hmotnosť [kg/m3]

Objemová hmotnosť Náhrada určitej časti hutného kameniva ľahkým kamenivom nutne vyvoláva zmenu objemovej hmotnosti. Spôsobená je primárne nižšou mernou a sypnou hmotnosťou LWA v porovnaní s hutným kamenivom (tab. 1) a sekundárne aj zmenou pomerného objemu cementového tmelu a kameniva. V praktickej stránke sa tieto dva činitele prejavia na konzistencii (spracovateľnosti) čerstvého betónu (prípadne malty) a súvisiacej zhutniteľnosti. Objemová hmotnosť môže byť za určitých okolností nepriamym ukazovateľom zhutniteľnosti čerstvej zmesi alebo pevnosti mladého a/alebo zatvrdnutého betónu. Pre účely tejto práce sa stanovila informatívne, a to s cielom overenia technologickej vhodnosti navrhovaných receptúr a overenia spoľahlivosti návrhu receptúr.

❚

Návrhová objemová hmotnosť [kg/m3]

5

Obr. 5 Porovnanie návrhových a dosiahnutých objemových hmotností ❚ Fig. 5 Comparison of designed and reached bulk density

Zhoda návrhu a merania [%]

6

Obr. 6 Zhoda navrhovanej (predpokladanej) a dosiahnutej objemovej hmotnosti ❚ Fig. 6 Match of designed (assumed) and reached bulk density Obr. 7 Objemové zmeny w/c = 0,3 pri 20 °C a RH 98 %, a) 1. až 28. deň, b) 1. až 5. deň ❚ Fig. 7 Volume changes w/c = 0,30 at 20 °C and RH 98 %, a) day 1-28, b) day 1-5 Obr. 8 Objemové zmeny w/c = 0,36 pri 20 °C a RH 98 %, a) 1 až 28. deň, b) 1. až 5. deň ❚ Fig. 8 Volume changes w/c = 0,36 at 20 °C and RH 98 %, a) day 1-28, b) day 1-5

Dávka LWA [%]

42

kálne viazať vodu na povrchu), ktoré sa v návrhu receptúry [33] zohľadnili len čiastočne alebo vôbec. V druhom rade bola zhutniteľnosť ovplyvnená pomerne nízkymi vodnými súčiniteľmi. V návrhu receptúr sa vyššia dôležitosť priradila nízkym vodným súčiniteľom všeobecne potrebným pre určité stupne vplyvu prostredia, dosiahnutie vyšších pevností, zhotovenie trvanlivých konštrukcií. Rovnako vyššia dôležitosť sa v návrhu LWA priradila rovnomernosti distribúcie zrniečok LWA (zásobníkov vody) v cementovom tmele tak, aby sa vzdialenosť medzi jednotlivými zrniečkami (tzv. spacing factor) minimalizovala. V obr. 5 je zobrazená závislosť zistenej a navrhovanej (predpokladanej) objemovej hmotnosti pri troch použitých vodných súčiniteľoch a vektory príspevkov dávky LWA a zmeny vodného súčiniteľa. V obr. 6 sú prehľadnejšie zachytené relatívne odchýlky dosiahnutých a predpokladaných objemových hmotností, resp. zhoda dosiahnutej a navrhovanej objemovej hmotnosti. Vizuálnym porovnaním je možné odhaliť vplyv vodného súčiniteľa, ale hlavne rozhodujúci vplyv dávky LWA. Obr. 6 (v stĺpci referenčného betónu) dosahuje zhodu 94 až 98 %, čo indikuje, že princíp návrhu receptúry ako taký je použiteľný. Navyše objemová hmotnosť sa merala po 24hodinovom kondiciovaní pri teplote 20 °C a relatívnej vlhkosti 98 %, čo v skutočnosti umožňuje stratu vlhkosti zo vzoriek, a tým aj zmenu objemovej hmotnosti. Úpravy alebo korekcie si vyžaduje návrh receptúr s vnútorným ošetrovaním pomocou LWA. Ten sa môže v princípe upraviť viacerými možnosťami (úprava koeficientu vyplnenia, zvýšenie odhadovaného množstva vody fyzikálne viazaného na povrch LWA, úprava pomeru miešania frakcií LWA, náhrada jemných frakcií LWA za hrubšie).

Obr. 9 Objemové zmeny w/c = 0,42 pri 20 °C a RH 98 %, a) 1. až 28. deň, b) 1. až 5. deň ❚ Fig. 9 Volume changes w/c = 0,42 at 20 °C and RH 98 %, a) day 1-28, b) day 1-5


❚

2/2013

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E Poznámka: Je potrebné zdôrazniť, že vzhľadom na použitie hutného kameniva iba frakcie 0/4 mm, akákoľvek variabilita vo vlastnostiach LWA (pri náhradne hutného kameniva) sa na vlastnostiach vzoriek prejavila vyšším účinkom, ako by tomu bolo v betóne s väčším zrnom kameniva (použitím viacerých frakcií).

Z hľadiska objemovej hmotnosti, pri používaní jemných frakcií kameniva (hutného aj LWA), sa zo skúšok [35 a 36] vylúčila hmotnostná dávka (náhrada) 13,2 %. Objemové zmeny Skúšky objemových zmien, podľa STN 72 2453, zachytávajú len objemové zmieny odohrávajúce sa po odformovaní skúšobných telies, ktoré sa vykonalo vo veku 24 h. Z analýzy sa tým

7b

Vek [dni]

8b

Vek [dni]

9b

Je potrebné zdôrazniť, že ani jedna zo štandardizovaných metód nezachytáva objemové zmeny pred odformovaním skúšobných telies. Merali sa objemové zmeny (po odformovaní) pri expozícii prostrediu 20 ± 2 °C a RH 95 ± 5 % (dosiahnutá ustálená úroveň 98 %). Priebeh objemových zmien sa spracoval zvlášť pre varianty vodného súčiniteľa w/c (0,3; 0,36 a 0,42), ktorým zodpovedá maximálny stupeň hydratácie αmax (0,83; 1 a 1), v tomto poradí. Pre každý variant w/c sa overoval aj účinok vnútorného ošetrovania IC na objemové zmeny. Základnou hypotézou vo vnútornom ošetrovaní bolo, že s rastúcou dávkou LWA (7, resp. 13,2 %), a tým aj množstvom „zabudovanej“ ošetrovacej vody, budú objemové zmeny betónu kleVek [dni]

Pomerné pretvorenie [%]

Vek [dni]

Vek [dni]



8a

Vek [dni]



9a

2/2013


technicky vylučuje obdobie charakteristické najintenzívnejšími objemovými zmenami počas dynamickej fázy hydratácie. Vychádzajúc zo zistení viacerých autorov (napr. [12]) možno konštatovať, že počas prvých hodín veku betónu dochádza k objemovým zmenám, ktorých veľkosť bezpečne môže zodpovedať aj štvornásobku objemových zmien meraných týmto postupom v siedmom dni veku. Výsledky týchto skúšok preto treba chápať a interpretovať ako objemové zmeny materiálu medzi vekom 1 a 28 d i napriek tomu, že výsledky skúšok (spravidla) po 90 d vykonávaných obdobným spôsobom (podľa STN 73 1320) sa interpretujú ako celkové objemové zmeny (resp. zmraštenie).


7a

❚

❚


43


❚


Pevnosť v tlaku [MPa]

10

Vek [dni]


11

Vek [dni]


12

Vek [dni] Obr. 10 Meraný a predpokladaný nábeh pevnosti v tlaku vzoriek s w/c = 0,3 pri 20 °C a RH 98 % ❚ Fig. 10 Measured and anticipated gain in compressive strength of samples with w/c = 0,30 at 20 °C and RH 98 % Obr. 11 Meraný a predpokladaný nábeh pevnosti v tlaku vzoriek s w/c = 0,36 pri 20 °C a RH 98 % ❚ Fig. 11 Measured and anticipated gain in compressive strength of samples with w/c = 0,36 at 20 °C and RH 98 % Obr. 12 Meraný a predpokladaný nábeh pevnosti v tlaku vzoriek s w/c = 0,42 pri 20 °C a RH 98 % ❚ Fig. 12 Measured and anticipated gain in compressive strength of samples with w/c = 0,42 at 20 °C and RH 98 %

Tab. 3 Prehľad meraných 28dňových stredných pevností v tlaku ❚ Tab. 3 Overview of mean values of 28-day compressive strengths

Okrajové Dávka LWA podmienky [%] 20 °C, RH 98 %

44

REF 0 7 13,2

Stredná pevnosť v tlaku [MPa] w/c = 0,3 w/c = 0,36 w/c = 0,42 53,93 49,59 34,36 30,84 45,17 44,17 16,84 13,94 19,67

sať. Skúšky preukázali čiastočnú pravdivosť predpokladu. Objemové zmeny idealizovane utesneného systému (20 °C a RH 98 %) možno chápať ako zmrašťovanie reálnej konštrukcie pri ideálnom ošetrovaní proti strate vlhkosti do prostredia. Obr. 7a, b; 8a, b a 9a, b zachytávajú merané (dlhodobé 28dňové a krátkodobé 5dňové) objemové zmeny vzoriek s rôznymi dávkami LWA (0; 7 a 13,2 %) pri rôznych w/c (0,3; 0,36 a 0,42). Ako už bolo uvedené s vodným súčiniteľom súvisí maximálny stupeň hydratácie αmax (0,83; 1 a 1), ktorý sa pri interpretácii výsledkov referenčnej vzorky (REFERENCE) s 0% dávkou LWA musí zohľadniť. Obr. 7a, b prezentujú časový priebeh objemových zmien vzoriek s veľmi nízkym vodným súčiniteľom 0,3 (αmax = 0,83). Z maximálneho stupňa hydratácie je jasné, že referenčná vzorka (bez IC) nutne musí podstupovať samovysychanie, a teda výraznejšie objemové zmeny [13]. Kvalitatívnym rozborom výsledkov sa dospelo k čiastkovým záverom, že vnútorné ošetrovanie použitím LWA (v dávkach 7 % resp. 13,2 %) spôsobilo redukciu objemových zmien (v súlade s pozorovaním [16]). Táto sa vyčíslila vo veku 28 d na cca 0,015 %. Za predpokladu, že za dokonalé IC sa považuje stav, keď sa úplne eliminujú objemové zmeny, potom je možné tvrdiť, že účinnosť IC pri týchto podmienkach sa dosiahla na úrovni približne 25 % (bez ohľadu na dávku LWA). Účinok jednotlivých dávok LWA na objemové zmeny sa nepodarilo spoľahlivo kvantifikovať. Modrá oblasť v obrázku 7a zvýrazňuje ďalšie významné zistenie. IC spôsobuje oddialenie nástupu (začiatku) objemových zmien (v súlade s [16]), čo je výhodné z dôvodu vyšších pevností materiálu pri začiatku objemových zmien (keďže voľné obj. zmeny prakticky neexistujú). Podrobnejšie sú objemové zmeny v mladom veku betónu zachytené v obr. 7b. Je evidentné, že objemové zmeny (kontrakcia) pri vnútornom ošetrovaní nastupujú až vo veku 2 d. To znamená, že do tohto veku je IC takmer 100% účinné. Na obr. 7b (neskôr aj 8b) je vhodné vysvetliť pravdepodobné správanie vzoriek s IC vo veku nezachytenom meraním. Vzorky s dávkou LWA, v dôsledku prítomnosti ošetrovacej vody, mierne zväčšia svoj objem (pozorované aj v [15, 16, 17, 18]), kontrakciu začínajú z kladnej hodnoty pomerného pretvorenia a tempo obje-


❚

2/2013


mových zmien medzi 1. a 2. dňom vzoriek s LWA je priamoúmerné množstvu vody uvoľnenej „pri napučaní betónu“. Obr. 8a, b prezentujú časový priebeh objemových zmien vzoriek s nízkym vodným súčiniteľom 0,36 (αmax = 1). Referenčná vzorka (bez vnútorného ošetrovania) podstupuje samovysychanie, no v porovnaní s w/c 0,3 (obr. 7a) sú objemové zmeny nižšie, čo je priamym dôsledkom vyššieho vodného súčiniteľa. Vnútorné ošetrovanie použitím LWA (v dávkach 7 resp. 13,2 %) spôsobilo redukciu objemových zmien. Táto sa vyčíslila vo veku 28 d na cca 0,004 a 0,007 %. Účinnosť IC, pri týchto podmienkach, sa (vo veku 28 d) dosiahla na úrovni približne 7 a 14 % (pre 7 a 13,2 % dávku LWA). Modrá oblasť v obrázku 8a zvýrazňuje oddialenie nástupu (začiatku) objemových zmien pri dávke 13,2 %. Oddialenie je pozorovateľné v dvoch dávkach LWA rozdielne. Dávka 7 % LWA sa správa štandardne a v druhom dni veku betónu pôsobí s účinnosťou cca 85 % (menej ako v prípade w/c 0,3). Mierne zníženie účinnosti je spôsobené relatívnym dostatkom vody pre hydratáciu cementu a súvisiacim rýchlejším (nespomaleným) nábehom objemových zmien v referenčnej vzorke. Z priebehu objemových zmien vzorky s dávkou 13,2 % (obr. 8a) možno pozorovať napučiavanie vo veku cca 5 d. Takéto neštandardné správanie (neopakované v žiadnej inej vzorke) sa vysvetľuje nehomogénnosťou distribúcie veľkosti pórov v LWA [37]. Objemové zmeny indikujú nedostatok veľkých (cca 50 až 100 nm) a prebytok malých pórov (10 až 30 nm) v LWA, pričom v treťom dni veku dôjde k dosiahnutiu hraničnej RH v cementovom tmele pre uvoľnenie vody fyzikálne viazanej v malých póroch LWA. Podrobnejší pohľad na objemové zmeny v mladom veku betónu poskytuje obr. 8b. Obr. 9a, b prezentujú časový priebeh objemových zmien vzoriek s (pre NSC) bežným vodným súčiniteľom 0,42 (αmax = 1). Referenčná vzorka (bez IC) nepodstupuje samovysychanie. Vodný súčiniteľ je plne postačujúci pre pokrytie potreby vody na dosiahnutie αmax = 1 bez dodatočnej ošetrovacej vody. V porovnaní s w/c 0,3 (obr. 7a) sú objemové zmeny nižšie a v súlade s očakávaniami podľa αmax sú vo veku 28 d rovnaké ako v prípade w/c 0,36 (obr. 8a). Vnútorné ošetrovanie použitím LWA (v dávkach 7, resp. 13,2 %) spôso2/2013

❚

❚


bilo nevýraznú redukciu objemových zmien. Táto sa vyčíslila vo veku 28 d na cca 0,005 %. Účinnosť IC pri týchto podmienkach sa (vo veku 28 d) dosiahla na úrovni približne 10 % (pre obe dávky LWA). Zdôvodnenie nízkej účinnosti možno hľadať v dostatku vlhkosti pre hydratáciu a nevyužití alebo malom využití ošetrovacej vody z LWA. V obr. 9b možno pozorovať spomalený nábeh objemových zmien, pričom vo veku 2 d ošetrovanie pomocou dávky 7 % zabezpečilo účinnosť IC cca 45 % a pomocou dávky 13,2 % na úrovni cca 53 %. Je zrejmé, že účinnosť IC klesá s rastúcim vodným súčiniteľom (v súlade s [13]). LWA disponuje určitým potenciálom, kapacitou ošetrovacej vody, ktorú je schopné uvoľniť v určitom čase, preto je jeho pôsobenie limitované. Doba účinku skúšaného LWA závisí od okrajových podmienok expozície betónu – od intenzity straty vlhkosti a poklesu relatívnej vlhkosti cementového tmelu. Vnútorné ošetrovanie kvázi utesnených vzoriek (RH 98 %) preukázalo účinnosti v 2. dni veku betónu na úrovni približne 92; 85 a 52 % (w/c 0,3; 0,36 a 0,42). Redukciu objemových zmien v 7. dni veku, ako sa nimi zaoberal Henkensiefken a Bentz [15] nie je možné dosiahnuť použitým LWA. Zdôvodnenie sa musí hľadať v pórovej štruktúre LWA, ktorá je výrazne odlišná – distribučná krivka rozdelenia veľkosti pórov je nevhodne plochá a je posunutá do oblasti malých a stredných pórov (50 nm) [37]. Významné obmedzenie absolútnych dlhodobých objemových zmien metódou IC nie je opodstatnené očakávať, pretože IC takto neúčinkuje v prvopočiatku hydratácie, ale až v období, keď v cementovom tmele vzniknú póry veľkosti najväčších pórov LWA, t.j. najväčšie póry v cementovom tmele (s najväčším podielom kumulatívneho objemu) už vznikli a objemové zmeny z chemického a autogénneho zmrašťovania sa prejavili. Hlavným použiteľným benefitom je kvázi oddialenie začiatku nábehu objemových zmien po začatí pôsobenia LWA a čas začiatku pôsobenia je možné regulovať kombináciou ošetrovacích metód. Pevnosť v tlaku Pevnosť v tlaku sa stanovila postupom podľa STN EN 1015-11 na úlomkoch skúšobných telies (trámčekov). Interpretuje sa ako stredná kocko-


vá pevnosť vo veku stanovenia (7; 14 a 28 d). Skúškami sa overoval vplyv dávky LWA na mechanické vlastnosti pri rôznych vodných súčiniteľoch (w/c = 0,3; 0,36 a 0,42) pri expozícii prostrediu 20 ± 2 °C a RH 95 ± 5 % (dosiahnutá ustálená úroveň 98 %). Skúškami zistené stredné pevnosti v tlaku fcm(t) vo veku t [MPa] sa doplnili o predpokladaný priebeh vývoja pevnosti podľa modelu prevzatého z STN EN 1992-1-1, kde vystupuje koeficient zohľadňujúci vek betónu a stredná hodnota pevnosti betónu v tlaku vo veku 28 d [MPa]. Vzťah (16) reprezentuje exponenciálny charakter nábehu pevnosti v závislosti od času t [d]. Obr. 10 zachytáva vzorky (utesnený systém) s nízkym vodným súčiniteľom 0,3 (αmax = 0,83). Z časovej závislosti meraných stredných pevností v tlaku je evidentné normálne. V obr. 10 je možné pozorovať prakticky zastavenie hydratácie referenčnej vzorky v siedmom dni veku. Vysvetľuje sa to spotrebovaním všetkej zámesovej vody na hydratáciu. Naproti tomu, vzorky s určitou dávkou LWA vykazujú priebežný nárast pevností, a to v dôsledku uvoľňovania ošetrovacej vody z ich pórovej štruktúry. Možno pozorovať pokles absolútnych pevností vzoriek s LWA, ktorý je závislý od dávky LWA. Tento jav súvisí s výraznou zmenou spracovateľnosti vzoriek s LWA (pozri objemovú hmotnosť) pri použití hutného kameniva Dmax 4 mm. Zmenená objemová hmotnosť sa podieľa na znížení pevnosti v tlaku priamo nižšou objemovou hmotnosťou a súvisiacou pevnosťou LWA, ale aj zhoršením spracovateľnosti a zvýšením medzerovitosti. Rovnaká situácia sa objavuje prakticky pri všetkých vodných súčiniteľoch s tým rozdielom, že s rastúcim w/c sa vplyv na pokles pevnosti znižuje. Pri receptúrach betónu s vyšším Dmax by nemalo dochádzať ku výraznej zmene spracovateľnosti. Na obr. 11 sa ukazuje, že ošetrovanie utesneného systému 7% dávkou LWA zvýšilo 28dňovú pevnosť v tlaku na úroveň referenčnej vzorky i napriek zhoršeniu spracovateľnosti a zvýšeniu medzerovitosti (zníženiu objemovej hmotnosti). Súvisí to zrejme s relatívne nízkym vodným súčiniteľom a pozitívnym účinkom IC, ako sa pozorovalo aj v [25]. Vzorka s dávkou 13,2 % je ale natoľko medzerovitá, že zvýšenie množstva vody dostupného na hydratáciu cementu nestačí na pokrytie pevnostných strát v dôsledku prítomnos45


❚


Literatúra: [1] STN EN 1097-6 Skúšky na stanovenie mechanických a fyzikálnych vlastností kameniva, Časť 6: Stanovenie objemovej hmotnosti zŕn a nasiakavosti [2] STN EN 1015-9 Metódy skúšania mált na murovanie. Časť 9: Stanovenie času spracovateľnosti čerstvej malty a jeho spresnenie [3] STN EN 196-1 Metódy skúšania cementu. Časť 1: Stanovenie pevnosti [4] STN EN 1015-11 Metódy skúšania mált na murovanie. Časť 11: Stanovenie pevnosti zatvrdnutej malty v ťahu pri ohybe a v tlaku [5] STN 72 2453 Skúška objemovej stálosti malty [6] STN EN 206-1 Betón. Časť 1: Špecifikácia, vlastnosti, výroba a zhoda [7] STN EN 12390-7 Skúšanie zatvrdnutého betónu. Časť 7: Objemová hmotnosť zatvrdnutého betónu [8] STN EN 12350-6 Skúšanie čerstvého betónu. Časť 6: Objemová hmotnosť čerstvého betónu [9] STN 73 1320 Stanovenie objemových zmien betónu [10] STN EN 1992-1-1 Eurokód 2 Navrhovanie betónových konštrukcií, Časť 1-1: Všeobecné pravidlá a pravidlá pre budovy, Národná príloha [11] Technicko-kvalitatívne podmienky MDPT SR, Časť 8: Cementobetónový kryt vozoviek, 2008 [12] Sant G., Lura P., Weiss J.: Measurement of Volume Change In Cementitious Materials at Early Ages, Journal of The Transportation Research Board, No. 1979, Washington, 2006, pp: 21–29 [13] Review of Mechanistic Understanding And Modeling And Uncertainity Analysis Methods for Predicting Cementitious Barrier Performance, CBP-TR-2009-002, Rev.0, US Department of Energy Office of Environmental Management Washington, DC, November 2009, available at: http://cementbarriers.org/ [14] Mönning S.: Superabsorbing additions in concrete – applications, modelling and comparison of different internal water sources, IWB der Universität, Stuttgart, 2009 [15] Henkensiefken R.: Internal Curing in Cementitious Systems Made Suing Saturated Lightweight Aggregate, Master Thesis, Purdue University, West Lafayette, 2008 [16] Hammer T., Bjøntegaard Ø., Sellevold E.: Internal Curing – Role of Absorbed Water in Aggregates, Spec. Publ., Vol. 218, ACI, Farmingtonhills, 2004, pp: 131–142 [17] Jensen O., Hansen P.: Autogenous Deformation and RH-Change in Perspective, Cement and Concrete Research, Vol. 31 (12), 2001, 1859–1865 [18] Lura P., Bisschop J.: On the Origin of Eigenstresses in Lightweight Aggregate Concrete, Cement and Concrete Composites, 26 (5): 445 [19] Lura P.: Autogenous Deformation and Internal Curing of Concrete, PhD. Thesis, TU Delf, The Netherlands, 2003

ti LWA a súvisiacich negatívnych vplyvov. V obr. 11 (a iných) môže pôsobiť metúco zdanlivý pokles pevnosti vzorky s 13,2 % LWA medzi 7. a 28. dňom. V skutočnosti však pevnosť v rôznom veku reprezentuje hodnoty na rôznych skúšobných telesách. Zdanlivý pokles môže byť spôsobený variabilitou výsledkov, a mal by sa preto interpretovať ako zanedbateľný alebo nulový nárast pevnosti, pretože zo samotnej podstaty hydratácie nieje pokles reálny. Obr. 12 zobrazuje vývoj pevnosti utesneného systému s vodným súčiniteľom w/c = 0,42. V tomto prípade došlo dokonca k zvýšeniu pevnosti vzoriek s LWA pri dávke 7 % nad hodno46

[20] Nilsen A., Monteiro P., Gjørv O.: Estimation of the Elastic Moduli of Lightweight Aggregate, Cement and Concrete Research, 25(2), 1995, pp: 276–280 [21] Holm T.: Lightweight Concrete and Aggregates, ASTM Standard Technical Publ. 169C, 48, 2001, pp: 522–532 [22] Jensen O., Hansen P.: Water-Entrained Cement-Based Materials. I. Principles and Theoretical Background, Cement and Concrete Research 31(5), 2001, pp: 647–654 [23] Bremner T., Holm T.: Elastic Compatibility and the Behavior of Concrete, ACI Journal 83 (2), 1986, pp: 244–250 [24] Neville A.: Aggregate Bond and Modulus of Elasticity of Concrete, ACI Material Journal 94(1), 1997, pp: 71–74 [25] Weber S., Reinhardt H.: A New Generation of High Performance Concrete: Concrete with Autogenous Curing, Advanced Cement Based Materials 6(2), 1997, pp: 59–68 [26] Dela B.: Eigenstresses in Hardening Concrete, Ph.D. Thesis, Dept. of Structural Engineering and Materials, TU of Denmark, Lyngby, Denmark, 2000 [27] Powers T. C.: Physical Properties of Cement Paste, Proc. of Fourth Inter. Symp. on Chemistry of Cement, Washington 1960, pp. 577–609 [28] Bentz D., Lura P., Roberts J.: Mixture Proportioning for Internal Curing, Concrete International, Vol. 27, No. 2, ACI, Farmington Hills, 2005 [29] Report on Internally-Cured Concrete Using Preconditioned Absorptive Lightweight Aggregate, ACI Committee 308 and 213, ACI, Farmingtonhills, 2011, p. 36 [30] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 1. Strata vody z betónu, Beton TKS, Vol. 10, No. 1, Beton TKS, Praha, 2010 [31] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 2. Superabsorpčné polyméry, Beton TKS, Vol. 10, No. 2, Beton TKS, Praha, 2010 [32] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 3. Nasiaknuté ľahké kamenivo, Beton TKS, Vol. 10, No. 3, Beton TKS, Praha, 2010 [33] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 4. Konvenčný návrh ošetrovania pomocou ľahkého kameniva, Beton TKS, Vol. 10, No. 6, Beton TKS, Praha, 2010, pp: 40–43 [34] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 5. Návrh receptúry čerstvého betónu s vnútorným ošetrovaním, Beton TKS, Vol. 11, No. 5, Beton TKS, Praha, 2011, pp: 36-42 [35] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 6. Odparovanie vody, konvencia a skutočnosť, Beton TKS, Vol. 12, No. 6, Beton TKS, Praha, 2012 [36] Briatka P., Janotka I., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 7. DTA, TG a DSC overenie pôsobenia vnútorného ošetrovania, Beton TKS, Vol. 13, No. 1, Beton TKS, Praha, 2013 [37] Briatka P., Makýš P.: Možno účinne použiť pórovité kamenivo na vnútorné ošetrovanie betónu?, Beton TKS, Vol. 11, No. 4, Beton TKS, Praha, 2011

ty dosahované referenčným betónom. Vzorky s dávkou LWA 13,2 % stále spôsobujú pokles pevnosti, no pokles relatívnej pevnosti vztiahnutý na referenčnú vzorku sa zmiernil, a to vplyvom zvýšenia pomeru cementového tmelu. Z ÁV E R

Náhrada časti hutného kameniva ľahkým kamenivom spôsobuje zmeny objemovej hmotnosti. Zistilo sa, že dávka LWA 13,2 % pri zvolených frakciách 0/4 a 0/1 mm a pomere ich miešania 75 : 25 %, spôsobuje cca 15% pokles objemovej hmotnosti, čo znemožňuje zatriedenie betónu (podľa

STN EN 206-1) medzi konštrukčné betóny (NSC), keďže dosiahnutá objemová hmotnosť sa pohybovala výrazne pod 2 000 kg/m3. Zhoda medzi očakávanou a meranou objemovou hmotnosťou referenčného betónu dosahuje úroveň 94 až 98 %, čo indikuje, že princíp návrhu receptúry, ako taký, je použiteľný. Utesnené systémy s určitou náhradou hutného kameniva za LWA (7 resp. 13,2 %) sa prejavili výraznou účinnosťou najmä v mladom veku betónu. Účinnosť logicky klesá s rastúcim vodným súčiniteľom, a teda množstvom vody dostupnej k hydratácii. Účinnosť v mladom veku možno interpretovať


❚

2/2013


ako oddialenie začiatku nábehu objemových zmien, čo sa javí ako najväčšia výhoda. Pri zvolených dávkach LWA sa nezaznamenali výrazné dlhodobé redukcie objemových zmien, a to v dôsledku nie najvhodnejšej skladby pórov v zrnách LWA. Väčšia časť objemových zmien v cementovom tmele prebehne vo veľmi mladom veku – ešte skôr ako začne IC prostredníctvom LWA pôsobiť. S ohľadom na túto skutočnosť sa odporúča navrhovať použité LWA (pri nezmenení pórovej štruktúry) najmä na vnútorné ošetrovanie v neskoršom veku betónu – napr. po 5 až 7 d resp. po dosiahnutí permeability povrchu znemožňujúcej penetráciu vody z vonkajšieho ošetrovania do jadrovej oblasti. Takéto využitie by bolo vhodné pre HSC alebo UHSC z dôvodu potenciálneho zníženia w/c, súčasného zabezpečenia αmax = 1 a oddialenia nástupu prípadného autogénneho zmrašťovania (podľa návrhu receptúry a technológie ošetrovania) do obdobia s podstatne vyššími pevnosťami. Vnútorné ošetrovanie použitým LWA je vhodné kombinovať s inými metódami ošetrovania. Pre dosiahnutie tzv. samoošetrovania betónu v kritickom veku je nevyhnutné použiť LWA s vhodnejšou pórovou štruktúrou (viac veľkých pórov – nad cca 100 nm). Z hľadiska informatívnej pevnosti v tlaku betónu resp. hmoty s Dmax = 4 mm sa dospelo k záverom poznačeným relatívne veľkou variabilitou s ohľadom na účinky dávky LWA 7 a 13,2 %. Celkový prehľad stredných 28dňových pevností vzoriek s Dmax = 4 mm poskytuje tab. 3. Pri hodnotení sa zohľadňuje aj fakt, že pevnosť materiálu je výrazne ovplyvnená pevnosťou najslabšej zložky – LWA [20]. Ukázalo sa, že tlakové zaťaženie pôsobí na zrniečka LWA tak, že dôjde k ich rozštiepeniu [23] na hranici pevnosti, ktorá je daná jednak pórovitosťou LWA, ale aj pevnosťou materiálu tvoriaceho steny pórov [21]. Rovnako sa zohľadňuje aj skutočnosť, že rastúca vlhkosť betónu spôsobuje zdanlivo nižšiu pevnosť [22], čo čiastočne vysvetľuje nižšie zdanlivé pevnosti vzoriek s LWA [19]. Mierny pokles pevností (obzvlášť pri vyšších dávkach LWA) sa pozoroval aj vo viacerých prípadových štúdiách [30], pričom však zároveň došlo k redukcii vzniku trhlín. Prejav vplyvu prostredia (kondiciovania) na výsledné 28dňové pevnosti klesá so zvyšujúcim sa vodným súčini2/2013

❚

❚


teľom po dosiahnutí hodnoty približne 0,36, čo je v súlade s predpokladmi podľa viacerých autorov [27, 28, 29]. Táto skutočnosť je daná rozdelením zámesovej vody v betóne z hľadiska viazanosti [33]. Receptúry s nižším w/c (pod 0,36) nemajú žiadnu šancu dosiahnuť maximálny stupeň hydratácie αmax = 1, preto logicky, s klesajúcim w/c pri konštantnej dávke LWA, sa dosiahne vyšší pomerný účinok IC na pevnosť betónu. Naproti tomu, receptúry s w/c v intervale (0,36 až 0,42) môžu pri utesnenom systéme dosiahnuť αmax = 1. Keďže už majú istý potenciál dosiahnuť absolútnu hydratáciu – hornú hraničnú hodnotu, tak je zrejmé, že pomerný účinok IC sa zákonite musí znížiť. V prípade w/c vyšších ako 0,42 [27, 28] je v utesnenom systéme dostatok vody na dosiahnutie absolútnej hydratácia a účinok IC z hľadiska vyšších pevností zaniká. Tieto princípy platia za predpokladu, že návrh receptúry zohľadňuje aj určitú požadovanú konzistenciu a konštantný pomer objemu kameniva a cementového tmelu. Výsledky pevností v tlaku preukázali potenciál LWA pôsobiť ako IC obzvlášť v utesnených systémoch. Je potrebné zdôrazniť, že návrh LWA (najmä drvených a/alebo mletých frakcií) nutne musí zohľadňovať zväčšenie špecifického povrchu, zníženie objemovej hmotnosti betónu a eliminovať zníženie pomerného množstva cementového tmelu spôsobeného zvýšením objemovej dávky kameniva (+ LWA). Prezentované výsledky nemožno interpretovať ako závery, pretože boli získané zo vzoriek zhotovených za prijatia zjednodušujúcich predpokladov a zúženia výberu okrajových podmienok skúšok.

RSTAB

RFEM

my progra e š a n ušejte ence Vyzko ení lic č j ů p a tné z Bezpla

RSTAB 7 Program pro výpočet prutových konstrukcí

RFEM Program pro výpočet prostorových konstrukcí metodou konečných prvků

Podpora nových evropských norem Různé národní přílohy Cena programu již od 33 450 Kč

Publikované informácie sú čiastkovými závermi dizertačnej práce „Ošetrovanie plošných

Česká verze včetně manuálů

betónových konštrukcií proti strate vlhkosti“, ktorú materiálne podporili STU v Bratislave, TSÚS Bratislava, LIAS Vintířov, PCLA Ladce a BASF.

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

Ing. Peter Briatka, PhD. TSÚS Studená 3, 821 04 Bratislava e-mail: [email protected] [email protected] Doc. Ing. Peter Makýš, PhD.

www.dlubal.cz 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]

Stavebná fakulta STU Radlinského 11, 813 68 Bratislava


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

47

23.3.2011


❚


LICHOBĚŽNÍKOVÁ CSG PŘEHRADA V JAPONSKU (HOKKAIDO) DOKONČENÁ V ROCE 2012 PŘEKROČILA VÝŠKU 50 M ❚ TRAPEZOIDAL CSG DAM IN JAPAN (HOKKAIDO) FINISHED IN 2012 EXCEEDED THE HEIGHT OF 50 M 1a

Vojtěch Broža

1c

Před ~ 40 léty dosáhla technologie masivního betonu v přehradním stavitelství špičkové úrovně, betonové přehrady však ztrácely schopnost konkurence v konfrontaci se sypanými. S rozvojem technologie válcovaného betonu, v níž se využily racionální postupy výstavby hutněných násypů, však našly nové možnosti širokého uplatnění. Dalším krokem, přednostně využitelným v seizmicky aktivních oblastech, je technologie tvrdého násypu (označovaná též CSG). S ohledem na přírodní podmínky zaujala též japonské

1b

Max. tahové napětí [MPa]

Max. tahové napětí [MPa]

1d

přehradáře, kteří po desetiletí experimentálních staveb přikročili k aplikaci CSG na přehradě Tobetsu (a v zápětí Okukubi). ❚

Forty years

ago the technology of massive concrete in dam construction reached the top level, but many

Max. tlakové napětí [MPa]

projects of concrete dams lost the ability to compete with embankment dams. However, the development of new technology of a roller

Max. tlakové napětí [MPa]

compacted concrete connected with the use of construction methods typical for compacted embankments discovered new wide possibilities. The next advancement, well applicable in the seismic regions, is known as Hard-fill or CSG technology. With regard to their natural conditions, Japanese engineers in dam construction have been very much interested in this progress. After about ten years of experimental hydraulic structures construction they have developed a project of trapezoidal CSG Tobetsu Dam (and also Okukubi Dam), and prepared constructions of some more important dams.

Název příspěvku, v oboru přehrad srozumitelný, asi vyžaduje vysvětlení. Standardní tvar příčného profilu betonové gravitační přehrady je trojúhelníkový, označení lichoběžníková přehrada (samozřejmě slangové) vyjadřuje skutečnost, že jde o konstrukci téhož typu, ale s lichoběžníkovým příčným profilem (obr. 1). Zkratka CSG, kterou používají již více než deset let japonští přehradáři, označuje použitou technologii betonu, tj. cementem stabilizované kamenivo – štěrkopísek pocházející pokud možno přímo ze zemníku (lomu), bez významných úprav. PROČ LICHOBĚŽNÍKOVÝ PŘÍČNÝ PRŮŘEZ

Přehrady, vytvářející umělé vodní nádrže, je nutno stavět i v oblastech s významným rizikem porušení silným ze48

mětřesením. Nové poznatky v oblasti seizmických účinků spolu s možností využít numerické modely chování konstrukcí přehrad při tomto mimořádném zatížení poskytly závažný poznatek: lichoběžníkový příčný profil má nesporné přednosti z hlediska rozsahu zón tahových napětí a hlavně jejich velikosti (obr. 1), více [1], [2]. Tohoto pozitivního výsledku se však dosáhne za cenu podstatného zvětšení objemu přehradní konstrukce. Tento závažný poznatek sám o sobě se pak jeví jako nezajímavý pro oblasti, kde seizmické účinky jsou jen slabé; i v oblastech s intenzivní seizmicitou by mohly být reakce rozpačité. Skutečnost, že byl publikován v době, kdy se v rámci soustředěných snah o zrychlení a zhospodárnění výstavby betonových přehrad rozvinulo používání technologie masivního betonu zhutňovaného válcováním, stal se též inspirací pro další inovaci v technologii betonu. T V R D Ý N Á S Y P R E S P. C S G A LICHOBĚŽNÍKOVÝ PŘÍČNÝ PROFIL

Je známou skutečností, že pro betonové konstrukce vodních staveb v přírodním prostředí o požadovaných vlastnostech betonu většinou rozhoduje tr-

vanlivost, dále vodotěsnost a až v dalším pořadí pevnost. Poznatky a zkušenosti v technologii válcovaného betonu prokazují, že je možno bez problémů zajistit požadované pevnosti betonu v tlaku (i nad 40 MPa), pro zajištění trvanlivosti (a tedy i dlouhé životnosti) objektů jsou nezbytné povrchové (plášťové, lícní) ochranné zóny (vrstvy). V souhrnném rozvoji technologie RCC splnil, co se od něho požadovalo, tj. výrazné zrychlení a zhospodárnění výstavby betonových přehrad. Odtud byl logický další krok v zájmu zhospodárnění výstavby, znamenající použití přírodních materiálů z bezprostřední blízkosti staveniště, bez nutnosti podstatných úprav (třídění, praní) schopných stabilizace malým množstvím pojiva k dosažení požadovaných vlastností. Znamená to sice zvětšení celkové hmotnosti konstrukcí, které je však vyváženo použitím v podstatě balastních materiálů jako kameniva a úsporami v dopravě na staveniště. Přiřadí-li se k tomu možnost výstavby i v méně výhodných geologických podmínkách, přednost použití technologie CSG (hardfillu) dále vynikne. Navíc je možno uvažovat o jejím využití i nad rámec výstavby lichoběžníkových přehrad v seizmicky aktivních oblastech.


❚

2/2013


Obr. 1 Porovnání napjatosti v příčném profilu trojúhelníkového a lichoběžníkového tvaru přehrady při výšce 50 m (zatížení vlastní tíhou, tlakem vody a účinky zemětřesení 0,25 g) (+ tah,- tlak), a) trojúhelníkový tvar, první hlavní napětí, b) třetí hlavní napětí, c) lichoběžníkový tvar, první hlavní napětí, d) třetí hlavní napětí ❚ Fig. 1 Right-angle triangular dam and trapezoidal dam – comparison of the distribution 2


of stresses in the cross-section of dam body (height 50 m: dead load + hydrostatic pressure + inertia and hydrodynamic pressure during earthquake 0,25 g), a) triangular shape, first major stress, b) triangular shape, third major stress, c) trapezoidal shape, first major stress, d) trapezoidal shape, third major stress

3

64,00

62,00

❚

1 2 7

2 2

5

0,75 m

4

3

0,75 m

1

4

max. 52 m

,8 :0

:0 ,8

1

3

4 5

2

1

8

1

6 Obr. 2 Příčný řez přehrady Tobetsu (technologie CSG); legenda: 1 – přehradní těleso (základní betonová směs s 80 kg pojiva na m3), 2 – zóny s obohacenou směsí (100 kg/m3), 3 – zóna s 60 kg cementu na m3, 4 – ochranné lícní zóny, 5 – návodní pata (tradiční hutněný beton), 6 – injekční clona (těsnění podloží), 7 – revizní chodba, 8 – odlehčovací (drenážní) vrty ❚ Fig. 2 Tobetsu CSG Dam – crosssection, 1 – dam body (basic concrete mix with 80 kg cement in 1 m3), 2 – zones with enriched mix (100 kg/m3), 3 – zone with 60 kg/m3, 4 – protection slope zones, 5 – upstream toe (traditional concrete

HISTORICKÝ POHLED

Použití zemin stabilizovaných cementem má své počátky před více než sedmdesáti roky; při výstavbě hrází se tato technologie uplatnila kolem roku 1970 (soil-cement). V té době se také rozvinulo celosvětové úsilí o zrychlení a zhospodárnění výstavby betonových přehrad, které vyústilo v rozvoji různých modifikací technologie betonu zhutňovaného válcováním (RCC, RCD) s širokým uplatněním (viz např. [3]) v dalších letech. V 90. letech 20. století se výzkum chování různého typu přehrad při zatížení seizmickými účinky odrazil v poznání, že návrh lichoběžníkového profilu gravitační přehrady (se sklony líců většími než 1: 0,5) výrazně přispívá k výhodnému rozdělení napjatosti a tudíž i bezpečnosti přehrad za tohoto mimořádného účinku (ve srovnání s klasickým typem). Následoval logický krok, spočívající v dalším zhospodárnění technologie masivního betonu, tj. technologie označované jako „tvrdý násyp“ (hardfill) nebo Japonci propagovaná CSG (cement-písek-štěrk, [4]). Původní byl zřejmě přínos francouzských odborníků [1], [2]. Z jejich podnětu došlo k prvnímu uplatnění nové technologie v praxi, v Řecku a také v Turec2/2013

❚

compacted by vibration), 6 – grout curtain, 7 – inspection gallery, 8 – drain holes Obr. 3 Příčný řez ochranné lícní zóny; legenda: 1 – dříve vybudovaná část, 2 – 1. vrstva CSG (3 x 0,25 m), 3 – lícní prefabrikáty, 4 – 2. vrstva CSG (3 x 0,25 m), 5 – ochranná betonová vrstva (tradiční technologie) ❚ Fig. 3 Cross-section of the protection slope zone, 1 – earlier constructed part, 2 – first CSG layer (2 x 0.25 m), 5 – precast concrete unit, 4 – second CSG layer (2 x 0.25 m), 5 – traditionally compacted protection concrete

ku, kde se uváděly stavby s výškou přehrad i 100 m [5] – bohužel v odborné literatuře údaje nejsou k dispozici, další v jižní Americe [6]. Od roku 2001 vlastní technologický rozvoj také publikují Japonci, kteří dosažené výsledky představili hlavně na přehradním kongresu v Kyotu (2012) a zároveň uvedli, že budou pokračovat na dalších i významnějších stavbách přehrad [7], [8]. PŘEHRADA TOBETSU V JAPONSKU

Vodní dílo bylo vybudováno v letech 2008 až 2012 na ostrově Hokkaido. Přehrada o výšce 52 m, délce v koruně 432 m, objemu přehradního tělesa 813 000 m3 vytváří nádrž o objemu 74,5 mil m3. Podloží přehrady tvoří převážně siltovce s vrstvami pískovců, ve dně údolí dosahují pokryvné útvary značné tloušťky (až 20 m). Z hlediska výstavby bylo možno počítat se stavebními sezónami o trvání necelých sedm měsíců, přičemž betonáž proběhla v letech 2009 a 2010 (v průměru ~ 58 000 m3 uloženého betonu za měsíc). Příčný profil přehradního tělesa vytváří symetrický lichoběžník o šířce v koruně 8 m a sklony líců 1 : 0,8 (obr. 2). Převážná část je z CSG betonu bez příčných dilatačních spár, ochranné


zóny při lících tvoří vrstvy standardně hutněného betonu, spolu s prefabrikáty o výšce 1,5 m sloužícími i jako bednění (obr. 3). Při návodní patě je masivní betonový blok s navazující těsnicí injekční clonou (do skalního podloží) a revizní chodbou sloužící k sledování filtračních poměrů a odvedení vody z drenážní soustavy. Tento blok, stejně jako návodní ochranná vrstva, je dilatován po 15 m příčnými spárami, vybavenými těsnicími a drenážními prvky. Přehrada je založena na skalním podloží, v kontaktní zóně (a také při patách přehradního tělesa) se použila mírně obohacená CSG směs. Hloubka výkopů ve dně se přiblížila 20 m, vytěžený materiál byl použit jako kamenivo do CSG betonu. P O U Ž I TÁ C S G T E C H N O L O G I E

Jako kamenivo byly použity říční náplavy přímo na staveništi, jednak z výkopu pro přehradní těleso a jednak z prostoru nádrže bezprostředně při návodní patě přehrady (vše pod ochranou návodní jímky). Materiál se těžil minimálně tři měsíce před použitím, s cílem zbavit ho nadbytku vody. Největší zrno nepřesahovalo 80 mm, takže nebylo nutné vytřiďování resp. předrcování nadměrných zrn. 49


❚

MATERIALS AND TECHNOLOGY 4a

4b

8

100

7 8

6

50

(6)

(2)

5 3

4 3

4

7 2 9 1

0 0,01

0,1

1

10

100

0 95

110

125

140

150

(1)

Po zkušenostech z experimentálních staveb byla předběžnému průzkumu složení betonové směsi věnována velká pozornost, vedle obecných hledisek použitelnosti kameniva z hlediska zrnitosti a mineralogického složení se stanovovaly přijatelné meze obsahu vody v betonové směsi při navrhovaném obsahu cementu 80 kg/m3 (popř. 100 i 60 kg/m3). Cílem bylo stanovit v očekávaném rozmezí variability zrnitosti neupravovaného kameniva vztah mezi pevností CSG betonu a obsahem vody (obr. 4). Hlavním ukazatelem je přitom požadovaná pevnost betonu (při vyšším obsahu vody výrazně klesá, navíc se zhoršují podmínky zpracovatelnosti – obdobně je tomu při nedostatku vody). V případě Tobetsu při návrhové pevnosti 2,3 MPa (N/mm2) bylo stanoveno rozmezí 110 až 140 kg vody na 1 m3. Pozn.: O použitém cementu je jen kusá informace, s ohledem na uváděnou pevnost po 90 dnech jde zřejmě o pojivo s velkým obsahem strusky.

Postup výstavby Jako základní prvek (pro ukládání betonu) se zvolila vrstva o tloušťce 0,75 m ukládaná a hutněná ve třech vrstvách o tloušťce 0,25 m v průběhu jednoho dne (obr. 3). Pak následovalo osazení lícních prefabrikátů o výšce 1,5 m a v dalším dnu uložení druhé vrstvy 0,75 m a posléze realizace lícních ochranných zón (o tloušťce v průměru ~ 1 m). Před pokračováním betonáže byl povrch zatuhlé vrstvy strojně očištěn, ostříkán tlakovou vodou a byla na něj položena vrstvička cementové spojovací malty (pasty). Při delší přestávce v betonáži byl povrch chráněn před vysycháním (fólií). Neprovádělo se ošetření vodorovných 50

pracovních spár bezprostředně po zatuhnutí. Dopravu betonové směsi od betonárny (o výkonu 500 m3/h) zajišťovaly dumpery (o objemu 23 m3), vrstvy se rozprostíraly dozery, hutnění zajišťovaly vibrační válce 11 t s registrací vynaložené hutnicí energie (první dva pojezdy bez vibrace). Používaly se další mechanismy, např. pro čištění povrchu betonu před zahájením betonáže, pro rozprostírání cementové pasty, pro hutnění okrajů vrstev (skloněných ploch) a pro betonování lícních ochranných vrstev. Organizace dopravy byla řešena samostatnými komunikacemi pro CSG beton a pro lícní prefabrikáty (jejichž celková délka byla přes 20 km). Kontrola jakosti S ohledem na zásadní význam používaného netříděného kameniva, se pozornost soustředila hlavně tímto směrem. V průběhu těžení se ověřovala vhodnost použití (hlavně zrnitost), v dalších manipulacích hlavně obsah vody – rozhodující pro dosažení návrhové pevnosti. Další kontrolní stupně byly:

(5)

• v betonárně (složení směsi) • v procesu hutnění • na odebraných zkušebních tělesech

(à 7 dnů). Zhodnocení Hlavní betonářské práce probíhaly na přehradě Tobetsu po dobu dvou let. Jen s ročním posunem byla budována další přehrada tohoto typu (Okukubi), kde se však použil netříděný kámen z lomu. Ve fázi projekce jsou další stavby, mj. Tsutsusago o výšce 95 m a objemu betonu 1,26 mil m3 a Chokai o výšce 81 m a objemu betonu 1,34 mil m3. O použití představené technologie rozhodují prokázané výhody z hlediska hospodárnosti a racionální výstavby. Přitom pro japonskou „školu“ je charakteristické úsilí o zajištění vysoké kvality i estetické hodnoty vybudovaných objektů, stejně jako tomu bylo při aplikacích válcovaného betonu (jsou označovány RCD, na rozdíl od „odvážnějších“ staveb v duchu přístupů hlavně v USA – RCC). Z ÁV Ě R N AV Í C

Tvrdý násyp (CSG) je obecně vhod5


❚

2/2013

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E Literatura: [1] Londe P., Lino M.: The faced symmetrical hard fill dam; a new concept for RCC = Water Power and Dam Construction, 1992 [2] Projet Narional BaCaRa, Le béton compacté au roulean, Presses des Ponts et Chaussées, Paris, 1996 [3] Broža V.: Tvrdý násyp – další nadějná technologie mezi hutněnými násypy a masivním betonem, Stavební obzor 9, 1996 [4] Hirose T. et al.: Design Criteria for trapezoidal shaped CSG dams, Sb. symp. ICOLD, Drážďany, 2001 [5] Batzman S. et. al.: Design of the 100 m.high Oyuk hard fill dam, Hydropower and Dams, 2003 [6] Lino M., Darco L.: Barrage symétrique en remblai dur. Review de 10 ans d’expérience, Sb. z přehradního kongresu ICOLD, Barcelona, 2006 [7] Japan Commision on Large Dams: Dams in Japan 2012. JCOLD, 2012, 514 s. [8] Fujisawa T., Higuchi A., Yoshida H., Sasaki T.: Executing a trapezoidal CSG Dam, Sb. 24. přehradního kongresu ICOLD, Kyoto, 2012 (Q. 92, R. 39)

ný pro masivní konstrukce resp. jejich vnitřní zóny, kde se nepožaduje velká pevnost betonu. Další předností je odolnost vůči povrchové i vnitřní erozi vody. Ve srovnání se sypanými hrázemi, kde přelití popř. vytvoření soustředěné průsakové cesty v násypu má většinou za následek celkové porušení, přívalovým povodním krátkodobě zatěžujícím ochranné hráze, popř. hráze suchých nádrží, odborně navržený a provedený objekt na bázi technologie CSG odolá. To stojí za pozornost z hlediska vodohospodářského, environmentálního a hlavně bezpečnosti obyvatel a prostředí. Nebetonářská poznámka Vodní dílo Tobetsu zahrnuje víceúčelovou nádrž s povodím ~ 230 km2, která bude v západní části ostrova Hokkaido sloužit k ochraně před povodněmi, závlahám popř. pro další odběry vody jako státem zajišťované investice. Japonsko je jedním z mála vyspělých států, kde v současné době výstavba nádrží a přehrad plynule pokračuje. Přitom environmentální a ekologické problematice v širokém spektru účinků je věnována mimořádná pozornost, v souvislosti s novou výstavbou jsou realizována opatření v zájmu omezení vlivu na prostředí. Bezpečnost přehrad má přitom exklusivní postavení. V zemi s tak vysokou hustotou obyvatel a výskytem různých extrémních přírodních jevů to je nezbytné.

❚


Obr. 4 a) Křivky zrnitosti použitého přírodního kameniva z říčních náplavů (bez úpravy), b) ověřené meze obsahu vody v betonové směsi (CSG) při 80 kg pojiva v 1 m3; Legenda: 1 – rozměr zrn [mm], 2 – propad [%], 3 – jemnozrnný materiál, 4 – hrubozrnný materiál, 5 – jednotkový obsah vody [kg], 6 – pevnost betonu [MPa], 7 – požadovaná pevnost betonu 2,3 MPa, 8 – stanovené rozmezí jednotkového obsahu vody (110 až 140 kg/m3), 9 – zóna přípustného obsahu vody v 1 m3 betonu ❚ Fig. 4 a) Grain-size curves of the aggregate from the natural river deposits (without treatment), b) verified limits of unit water content in the CSG mix (for 80 kg cement in 1 m3), 1 – sieve dimension, 2 – percent passing (weight), 3 – fine grain, 4 – coarse grain, 5 – unit water content [kg/m3], 6 – concrete strength [MPa], 7 – prescribed concrete strength 2.3 MPa, 8 – range of unit water content 110 – 140 kg/m3, 9 – zone of possible variation of water content Obr. 5 Dokončená přehrada Tobetsu (pohled proti vodě) ❚ Fig. 5 Recently constructed Tobetsu Dam (view from downstream)

TEORIE KONSTRUKCÍ – ZÁKLADY, RÁMOVÉ KONSTRUKCE, ROVINNÉ KONSTRUKCE A SKOŘEPINY Peter Marti

Kniha nabízí čtenáři konzistentní přístup k teorii konstrukcí na základě aplikované mechaniky. Svým obsahem pokrývá rámové konstrukce, deskové a stěnové konstrukce i skořepiny v oblasti pružné a plastické, zdůrazňuje historický základ a využití v praktických inženýrských činnostech. Je to první vyčerpávající zpracování konstrukční školy budované na Swiss Federal Institute of Technology (ETH) v Curychu přes padesát let. Kniha obsahuje mnoho zpracovaných příkladů a cvičení vhodných pro hluboké pochopení chování konstrukcí. Každá kapitola je zakončena shrnutím s doporučeními důležitých aspektů pro daný typ konstrukce. Speciální pojmy, použité v textu, jsou vysvětleny v příloze. Kniha rovněž obsahuje rozsáhlý index, který spolu s přehlednou strukturou a zdůrazněnými důležitostmi v textu výrazně zjednodušují její použití. Poznámky a komentáře, vlastnosti materiálů, geometrické údaje k průřezům, stručný výklad maticové algebry, tenzorového a variačního počtu najde čtenář v přílohách. Kniha je vyčerpávajícím návodem pro analýzu rámových konstrukcí, rovinných konstrukcí a skořepin v oblasti pružné i plastické teorie. Bude jistě užitečnou pomůckou pro studenty, vyučující i inženýry v praxi. Jejím cílem je ukázat čtenářům jak vhodně modelovat konstrukce a poskytnout jim podporu při jejich zodpovědném navrhování a posuzování. Marti P.: Theory of Structures, Fundamentals, Framed Structure, Plates and Shells

Prof. Ing. Vojtěch Broža, DrSc.

Ernst & Sohn, A Wiley Company, leden 2013

Katedra hydrotechniky

Ca. 750 str., ca. 600 obrázků, ca. 30 tabulek, pevná vazba

Stavební fakulta ČVUT v Praze

ISBN: 978-3-433-02991-6

tel.: 605 726 674

Cena: ca. EUR 98 (cena včetně DPH)

e-mail: [email protected]

2/2013

❚


51

VĚDA A VÝZKUM

❚

SCIENCE AND RESEARCH

PŘEDPJATÁ MEMBRÁNA NAD ELIPTICKÝM PŮDORYSEM JAKO ZASTŘEŠENÍ FOTBALOVÉHO STADIONU ❚ PRESTRESSED MEMBRANE ABOVE AN ELLIPTICAL PLAN USED FOR ROOFING OF A FOOTBALL STADIUM Pavlína Juchelková, Jiří Stráský Vzhledem k obdélníkovému tvaru fotbalového hřiště je vhodné provést zastřešení tribun stadionu nad půdorysem, který má tvar elipsy. Článek pojednává o optimálním návrhu konstrukčního uspořádání předpjaté membrány z lehkého konstrukčního betonu nad eliptickým půdorysem, který se při dodržení několika zásad stává plnohodnotnou alternativou zastřešení. Pro znázornění důležitosti správného návrhu konstrukce je na závěr provedeno porovnání s nevhodně zvoleným konstrukčním systémem. ❚ Due to the rectangular plan of a football field, it is appropriate to design the roofing of the stadium terraces in the shape of an oval or ellipse. The article deals with the optimal design of the structural arrangement of prestressed membrane from lightweight concrete above an elliptical

1 Obr. 1 Alternativy tvaru půdorysu zastřešení fotbalového stadionu ❚ Fig. 1 Alternatives of a plan shape of a football stadium roofing Obr. 2 Vizualizace konstrukce – celkový pohled ❚ Fig. 2 Visual presentation of the structure Obr. 3 Vizualizace konstrukce – pohled z tribun stadionu ❚ Fig. 3 Visual presentation of the structure – view from the stands

Obr. 4 Schéma konstrukce ❚ Fig. 4 Scheme of the structure Obr. 5 Průřez prefabrikovaných segmentů ❚ Fig. 5 Cross-section of precast segments Obr. 6 Průřezy obvodových elips ❚ Fig. 6 Cross-section of ellipses Obr. 7 Postup výstavby ❚ Fig. 7 Process of construction

vést zastřešení půdorysně ve tvaru oválu či elipsy a optimalizovat tak velikost potřebné zastavěné plochy (obr. 1). Navržená konstrukce vychází z konstrukčního řešení mezikruží, které je modifikováno na eliptický půdorys pokrývající půdorysnou plochu odpovídající stadionu s rozměry hrací plochy 68 x 105 m a přilehlých tribun pro přibližně třicet tisíc diváků.

plochy pro zastřešení tribun. Rozměry vnitřní obvodové elipsy byly navrženy tak, aby poměr délek poloos b/a obou elips byl stejný. Z tohoto předpokladu pak vyplývají rozměry vnitřní elipsy, tedy 124 a 101,4 m. Díky tomu je šířka pásu membrány nad tribunami proměnná a mění se od 48 m (ve směru hlavní osy elips) do 39,3 m (ve směru vedlejší osy elips). Vzájemná výšková vzdálenost obvodových elips je proměnná po délce pásu a mění se z hodnoty 8 m (v místě hlavních vrcholů elips) na hodnotu 8,8 m (v místě vedlejších vrcholů). Tímto je dán proměnný průvěs jednotlivých radiálně vedených lan, která půdorysně svírají konstantní středový úhel o velikosti 3,33º. Membrána je lany rozdělena na 108 řad prefabrikovaných segmentů. Tvar segmentů v příčném řezu je zobrazen na obr. 5. Jedná se o desku tloušťky

plan which is an adequate alternative of roofing when several principles are respected. Finally, to illustrate the importance of correct design, the optimal and unsuitable structural arrangements are compared.

Předpjaté membrány jsou konstrukce, jejichž použití ve stavební praxi má nezastupitelné místo a to nejen kvůli variabilnosti v typech zastřešení a možnosti překlenout plochy značných rozměrů, ale také díky jejich poměrně jednoduché výstavbě nevyžadující skruž a v neposlední řadě i úspoře materiálů. V minulosti již byla postavena celá řada visutých předpjatých střech rozmanitých tvarů, viz [1]. Právě díky efektivnímu zastřešení velké plochy bez vnitřních podpěr je rovněž výhodné použít předpjatou membránu k zastřešení tribun fotbalového stadionu. Vzhledem k obdélníkovému tvaru fotbalového hřiště je vhodné pro-

POPIS KONSTRUKCE

Navržené zastřešení sportovního stadionu nad eliptickým půdorysem je tvořeno membránou z lehkého konstrukčního betonu, která je nesena, a následně také předepnuta, lany radiálně vedenými mezi obvodovými elipsami (obr. 2 a 3). Základní rozměry konstrukce jsou zobrazeny na obr. 4. Vnější obvodová elipsa má rozměry 220 a 180 m. Tyto hodnoty vyplývají z nutné půdorysné

2

3

52


❚

2/2013

VĚDA A VÝZKUM 4


7

100 mm, která je na radiálních hranách opatřena žebry výšky 400 mm, v kterých jsou vedena nosná a předpínací lana. Vzhledem k měnící se šířce pásu nad tribunami mezi hodnotami 48 až 39,3 m jsou i rozměry jednotlivých segmentů v rámci jednoho kvadrantu plochy proměnné. V každém žebru je umístěno dvanáct nosných a čtrnáct předpínacích lan. Jednotlivá lana mají průřezovou plochu 150 mm2. Konstrukce tvoří tzv. samokotvený systém, v kterém jsou vodorovné síly z kotvení lan přenášeny do obvodových elips a vyvozují v nich tlaková (vnější elipsa) a tahová (vnitřní elipsa) namáhání (obr. 10). Ze způsobu namáhání vyplývá volba materiálů jednotlivých prvků, proto vnější elipsa je navržena jako železobetonový obdélníkový průřez a vnitřní elipsu tvoří ocelová trubka (obr. 6).

5

2/2013

❚

P O S T U P V Ý S TAV B Y

Nespornou výhodou visutých membránových střech je stejně jako u předpjatých pásů jejich postup výstavby, který dovoluje poměrně rychlé a na okolí téměř nezávislé zbudování konstrukce. Ze statického hlediska lze výstavbu konstrukce rozdělit do dvou hlavních fází, které obsahují několik dílčích kroků (obr. 7). Hraničním stavem mezi hlavními fázemi výstavby je tzv. výchozí (nebo též rovnovážný) stav, od kterého by měly začínat všechny výpočty. V 1. fázi výstavby je provedena betonáž vnější elipsy na svislých nosných prvcích a montáž vnitřní elipsy na montážní plošině. Poté jsou mezi oběma obvodovými elipsami natažena nosná lana, na která je následně zavěšena do požadované polohy vnitřní elipsa. V dalším kroku jsou na lana pokládány a upevňovány betonové seg-

menty (obr. 8). Následně se do žeber osadí předpínací lana. Protože se tato fáze nachází před výchozím stavem, jsou při statické analýze jednotlivé dílčí kroky prováděny zpětně, tedy dochází k odlehčování konstrukce a konstrukce staticky působí jako zatížené lano. V 2. fázi výstavby dojde k zalití spár mezi segmenty navzájem a také krajních spár u obvodových eliptických nosníků. Po dosažení dostatečné pevnosti výplně spár jsou dopnuta předpínací lana v žebrech na napětí cca 1 100 MPa tak, aby byla do membrány vnesena tlaková rezerva, která eliminuje tahová napětí v betonu od provozních zatíženích. V této fázi výstavby již konstrukce působí jako předpjatá membrána a ve statické analýze jsou jednotlivé dílčí kroky prováděny dopředně.

6

❚


53

VĚDA A VÝZKUM

❚


8a

8b

9

S TAT I C K Á A N A LÝ Z A

Výpočetní model konstrukce Statická analýza předpjaté membrány nad eliptickým půdorysem je provedena pomocí prostorového výpočetního modelu vytvořeného v MKP programu ANSYS (obr. 9). Vzhledem k charakteru konstrukce jsou výpočty prováděny geometricky nelineárně plnou Newton-Raphsonovou metodou. V modelu je zohledněn postup výstavby konstrukce a jsou použity standardní typy prutových a deskostěnových prvků. Konstrukce je podepřena po obvodě vnější elipsy v místech kotvení lan tuhými svislými vazbami a pružnými vodorovnými vazbami. Tím je umožněno volné stlačení vnější elipsy. Tento způsob podepření reprezentuje uložení zastřešení na spodní stavbu prostřednictvím ložisek. Výchozí stav konstrukce Půdorysné rozměry obvodových elips vycházejí z velikosti zastřešovaného půdorysu. Pro statickou analýzu je však nutné znát rovněž prostorový tvar samotné membrány, který je dán průvěsovými křivkami jednotlivých lan. Ty lze získat řešením tzv. výchozího stavu kon54

10

strukce. Jedná se o stav, při kterém je vlastní tíha konstrukce v rovnováze s radiálními účinky nosných lan. Řešením výchozího stavu zatíženého lana, jehož cílem je nalezení průvěsové křivky lana a jeho příslušné napjatosti, se zabývala řada autorů, např. Kadlčák [2]. Po zadání stanovené geometrie lan a jejich napjatosti do výpočetního modelu a provedení výpočtu se správnost řešení projeví tím, že svislé deformace konstrukce od působícího zatížení jsou nulové. Optimální zatížení obvodových elips V případě visuté předpjaté membrány tvořící samokotvený systém jsou nosná lana kotvena do poddajných obvodových elips (obr. 10). Je tedy patrné, že ve výchozím stavu svislé deformace nulové nebudou, protože dojde k stlačení, resp. roztažení, obvodových elips. Při nevhodném návrhu konstrukce může navíc docházet k velkému nerovnoměrnému ohybovému namáhání elips ve vodorovném směru, které pak má za následek značné nerovnoměrné vodorovné a svislé deformace konstrukce (viz dále). Proto je nutné navrhnout napjatost v lanech tak, aby k nežádoucímu ohybovému namáhání nedocházelo. Obecně je optimálního zatížení křiv-

ky v její rovině dosaženo právě tehdy, když radiální zatížení r je lineárně závislé na její křivosti K(t), viz vztah (1). Pak normálová síla N je konstantní, ohybové momenty v rovině křivky jsou nulové a dochází pouze k osovému stlačení, resp. roztažení křivky. r(t) = N K(t), N = konst.

(1)

Napjatost lan tedy musí být navržena tak, aby na obvodové elipsy působilo zatížení stejného průběhu, jako je průběh křivosti elipsy (obr. 12). Toho lze aktivně dosáhnout proměnným průvěsem lan po délce obvodových elips, který je konstrukčně proveden výškovým zvlněním vnější elipsy. Vodorovné složky kotevních sil nosných lan mají potom průběh odpovídající křivosti obvodových elips (obr. 13). Z tohoto požadavku vyplývá proměnný průvěs střechy (obr. 4). Nevhodný návrh konstrukce Uvedené konstrukční uspořádání nad eliptickým půdorysem, při kterém jsou dodrženy předpoklady vedoucí k bezmomentovému namáhání obvodových elips, je nejekonomičtější variantou konstrukce. Všechny odchylky od tohoto řešení vedou k nárůstu rozměrů obvodových elips, k větší spotřebě materiálů a tedy i stavebních nákladů.


❚

2/2013

VĚDA A VÝZKUM 11

❚


12

13 Obr. 8 Výstavba (vizualizace), a), b) ❚ Fig. 8 Process of construction (visual presentation), a), b) Obr. 9 Výpočetní model ❚ Fig. 9 Calculation model Obr. 10 Samokotvený systém ❚ Fig. 10 Self-anchored system Obr. 11 Konstrukční uspořádání v řezu (vizualizace) ❚ Fig. 11 Structural arrangement (visual presentation) Obr. 12 Průběh křivosti elipsy mezi hlavními vrcholy ❚ Fig. 12 Ellipse curvature between main vertexes Obr. 13 Zatížení vnější elipsy kotevními silami nosných lan ❚ Fig. 13 Load of external ellipse by anchored forces of bearing tendons Obr. 14 Nevhodný návrh konstrukčního uspořádání ❚ Fig. 14 Improper design of a structural arrangement

Pro porovnání je dále uveden nevhodný návrh zastřešení nad eliptickým půdorysem (obr. 14). Nevhodný návrh se od optimálního liší pouze ve dvou přístupech k základním rozměrům, které jsou v obrázku vyznačeny červeně. Všechny ostatní parametry (průřezy, materiály apod.) zůstaly shodné. Prvním „logickým“ přístupem k návrhu konstrukce nad eliptickým půdorysem je zachovat šířku pásu nad tribunami konstantní, tedy 48 m. Tento předpoklad vede k návrhu délky vedlejší poloosy vnitřní elipsy 42 m. Při této hodnotě však není dodržen stejný poměr b/a pro obě obvodové elipsy, tedy bext aext

" |

90 " 0, 818 | 110 bint

2/2013

"

aint ❚

42 " 0,677. 62

(2)

Druhým „logickým“ přístupem je zachovat průvěs střechy neměnný v rámci celé plochy. Tímto však dojde k neoptimálnímu zatížení obvodových elips, které vede k velkému ohybovému namáhání ve vodorovném směru. Důsledky nevhodného návrhu konstrukčního uspořádání jsou zobrazeny na obr. 15 až 17. Při optimálním návrhu jsou síly v lanech díky odpovídajícímu výškovému zvlnění vnější elipsy navrženy tak, aby výsledné vodorovné zatížení obvodových elips bylo lineárně závislé na jejich křivosti. Pak jsou normálové síly po délce elips konstantní a vodorovné ohybové momenty nulové. Na obr. 15 jsou vykresleny vodorovné ohybové momenty na elipsách. V případě optimálního návrhu dochází pouze k lokálnímu ohybovému namáhání mezi kotvením lan, které je způsobeno radiálními účinky vlivem zakřivení.


14

V případě nevhodného návrhu jsou obvodové elipsy zatíženy v podstatě rovnoměrným vodorovným zatížením, které způsobuje nerovnoměrné vodorovné ohybové momenty značných hodnot, a tedy značné nerovnoměrné vodorovné deformace elips (obr. 16). Důsledkem vodorovných posunů je nárůst svislých deformací konstrukce (obr. 17). Při optimálním návrhu jsou svislé deformace způsobeny pouze osovým stlačením/roztažením elips a dosahují hodnoty pouhých 0,17 m. V případě nevhodného návrhu dosahují svislé deformace velikosti až 2 m a je zřejmé, že tyto deformace by při reálné stavbě byly nepřípustné. Z ÁV Ě R

Z uvedených výsledků je patrné, že při dodržení určitých zásad pro optimální návrh zastřešení nad eliptickým pů55

VĚDA A VÝZKUM

❚


Obr. 15 Vodorovné ohybové momenty na obvodových elipsách, a), b) ❚ Fig. 15 Horizontal bending moments on peripheral ellipses, a), b) Obr. 16 Vodorovné deformace konstrukce, a), b) ❚ Fig. 16 Horizontal displacements of structure, a), b) Obr. 17 Svislé deformace konstrukce, a), b) ❚ Fig. 17 Vertical displacements of structure, a), b)

Literatura: [1] Stráský J.: Visuté předpjaté střechy. Beton TKS 5/2005 a 1/2006 [2] Kadlčák J.: Statika nosných lan visutých střech. Praha: Academia, 1990, ISBN 80 200 0251 0

56

15a

15b

16a

16b

17a

17b

dorysem konstrukce vykazuje deformace, jejichž velikost je v přiměřených mezích. Díky tomu lze toto konstrukční uspořádání považovat za plnohodnotnou alternativu zastřešení tribun sportovního stadionu, která navíc má nízkou spotřebu materiálů a technicky nenáročnou výstavbu.

Ing. Pavlína Juchelková e-mail: [email protected] Prof. Ing. Jiří Stráský, DSc., Eng. e-mail: [email protected] oba: Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. Bohunická 50, 619 00 Brno tel.: 547 101 811 www.shp.eu

Popsaná konstrukce byla řešena v rámci projektu Technologické agentury České republiky TA02011322:

Fakulta stavební VUT v Brně Veveří 95, 662 37 Brno

„Prostorové konstrukce podepřené kabely

tel.: 541 147 845

a/nebo oblouky“.

www.fce.vutbr.cz


❚

2/2013

VĚDA A VÝZKUM

❚


IDENTIFIKACE MATERIÁLOVÝCH PARAMETRŮ MODELŮ REOLOGICKÉHO CHOVÁNÍ PŘEDPJATÉHO PRAŽCE ❚ IDENTIFICATION OF MATERIAL MODEL PARAMETERS OF RHEOLOGICAL BEHAVIOUR OF A PRESTRESSED SLEEPER David Lehký, Rostislav Zídek, Zbyněk Keršner, Miroslav Vokáč, Petr Bouška Příspěvek se zabývá simulací reologického chování předpjatého železničního pražce navazující na podobně zaměřený experimentální program. Testování bylo provedeno jednak na vybraném pražci (uplatnil se vliv smršťování a dotvarování betonu spolu s relaxací předpínací výztuže) a dále na doplňkových tělesech z betonu pražce (smršťování). K simulaci průběhu reologických změn byly zvoleny modely podle Eurokódu 2 a použita metoda časové diskretizace. Požadované hodnoty materiálových parametrů byly identifikovány ve dvou krocích pomocí inverzní analýzy metodou neu-

1

ronových sítí na základě experimentálních dat. Korigované výsledky simulací vykázaly velmi dobrou shodu s testy.

❚ This paper deals

with a simulation of rheological behaviour of a prestressed railway sleeper as a continuation of a similarly focused experimental program. First, testing was performed using selected sleeper (effects of shrinkage and creep of concrete along with relaxation of prestressing reinforcement). Second, additional specimens made of the same concrete as sleepers were tested (concrete shrinkage). To simulate the time dependent rheological behaviour models according to Eurocode 2 together with the time discretization numerical method were used. Required values of material parameters were identified in two steps using the inverse analysis based on an artificial neural network using experimental data. Corrected simulation results showed very good agreement with the tests.

Reologické chování betonových konstrukcí a konstrukčních prvků patří k důležitým aspektům jejich hodnocení i v případě použití betonů s vyššími hodnotami pevností. Kvalitu předpovědi dlouhodobého chování těchto konstrukcí ovlivňuje relevance měřených dat na realizovaném prvku či zkušebním tělese, rozbor a aproximace modely dílčích jevů smršťování a dotvarování, jakož i efektivní identifikace hodnot parametrů reologických modelů. Příspěvek je zaměřen na chování významného prvku železničního stavitelství – předem předpjatého příč2/2013

❚

ného pražce. Problematika chování pražců zahrnuje obecně celou řadu aspektů: • výroba na předpínacích drahách – předepnutí výztuže, betonáž, částečné zatvrdnutí betonu, přeřezání předpínacích drátů, vyjmutí pražců z formy; • objemové změny betonu pražce – smršťování a dotvarování; • relaxace výztuže; změny předpínací síly, tudíž i napjatosti betonu v čase ovlivňující zpětně míru dotvarování betonu. Autoři využívají vlastních dlouhodobých laboratorních měření reologického chování těles z betonu pro pražce a vybraného pražce. Tato měření zde poslouží k identifikaci hodnot parametrů použitých numerických modelů. V Ý P O Č E T C H O VÁ N Í P Ř E D P J AT É H O Ž E L E Z N I Č N Í H O PRAŽCE V ČASE

Reologické změny byly zkoušeny a detailně hodnoceny na vybraném předpjatém železničním pražci B91 S (výrobce ŽPSV, a. s.). Obr. 1. uvádí schéma vyšetřovaného pražce s vyznačením polohy zabudovaných optovláknových extenzometrů (odměrná délka pro měření deformace byla 0,5 m). Souběžně byl samostatně sledován průběh smršťování betonu na zkušebních tělesech s rozměry 100 × 100 × 500 mm vyrobených ze stejného be-


Obr. 1 Schéma pražce s polohou extenzometrů ❚ Fig. 1 Scheme of the prestressed sleeper, location of extensionmeters

tonu jako pražec. Průměrná krychelná tlaková pevnost betonu po 28 dnech byla 89,5 MPa. Detaily obou měření lze nalézt v [1, 2]. Pro numerické řešení reologického chování pražce byl problém zjednodušen uvažováním přibližně centrického namáhání průřezu (pouze normálové síly). Přetvoření betonu od dotvarování závisí na napětí, a to – jak bylo naznačeno výše – na míře dotvarování. Kromě dotvarování ovlivňuje napjatost i smršťování betonu, změna vlastností betonu vlivem stárnutí a relaxace předpínací výztuže. Problematický analytický výpočet byl v tomto případě nahrazen numerickou metodou časové diskretizace [3]. Jde o přibližný způsob výpočtu, který respektuje změnu napjatosti v čase. Sledovaný časový úsek se rozdělí na intervaly, v nichž se napětí v betonu i oceli považuje za konstantní – integrál vyjadřující objemovou změnu betonu od dotvarování nahradí sumace a dotvarování betonu je tak možno vyjádřit při libovolné zatěžovací historii. Výpočet probíhá na hranicích časových intervalů – v časových uzlech, kde se ze změn napětí v předchozích časových uzlech vyjádří přetvoření dotvarováním 57

VĚDA A VÝZKUM

❚


Obr. 2 Diagram poměrné přetvoření vs. čas: zkušební betonové těleso ❚ Fig. 2 Strain vs. time diagram: concrete test specimen Obr. 3 Diagram poměrné přetvoření vs. čas: předpjatý pražec Fig. 3 Strain vs. time diagram: prestressed sleeper

0

❚

50

100

150

200

250

300

350

0,0E+00 experiment

Vstupní parametry modelů

❚

Tab. 1

Input model parameters

Parametr Hodnota 89,5; 88,362) Střední pevnost betonu (v čase 28 dní) fcm [MPa] Charakteristická pevnost betonu (v čase 28 dní) fck [MPa] fcm – 8 Relativní vlhkost prostředí RH [%] 60; 66,341 6 1) Ekvivalentní tloušťka H0 [mm] 90 Konec ošetřování betonu ts [d] 1 Modul pružnosti předpínacích drátů Ep [MPa] 200 000 Napětí v předpínací výztuži po proběhnutí 1238 okamžitých ztrát σp [MPa] Čas napnutí předpínací výztuže Tpredp [d] 0 Čas inicializace předpínací výztuže Tini [d] 1 Charakteristická pevnost předpínací výztuže fpk [MPa] 1670 2,5 Ztráty relaxací 1 000 hodin po napnutí výztuže ρ1000 [%] Třída předpínací výztuže vzhledem k relaxaci Pclass [–] 2 Průřezová plocha předpínací výztuže Ap [mm2] 283 Průřezová plocha betonové části průřezu Ac [mm2] 33 300 Modul pružnosti betonu (v čase 28 dní) Ec [MPa] 41 000; 40 610 2) Počet časových intervalů Nper [–] 20 Poměr délky i-tého a i-1 časového intervalu M [–] 1,5 Zájmový čas – od inicializace předpětí po konec sledování Ts [d] proměnná 4; 6,213 3 1) Součinitel cementu (smršťování) αds1 [–] 0,12; 0,114 1) Součinitel cementu (smršťování) αds2 [–] 1 Součinitel cementu (dotvarování) α [–] Součinitel cementu (stárnutí betonu) s [–] 0,2; 0,252 2 2) Pozn.: 1) Hodnoty z testu smršťování zkušebního tělesa z 1. fáze identifikace, 2) Hodnoty z dlouhodobého testu vybraného pražce z 2. fáze identifikace.

betonu a dále přetvoření smršťováním betonu a přetvoření způsobené relaxací výztuže. Smršťování betonu a relaxace výztuže nezávisejí na napjatosti, mají aditivní povahu a jejich vyjádření nečiní potíže. Následuje statická analýza, do které se objemové změny závádějí prostřednictvím primárních zatížení. Výpočet se provádí pouze pro změny zatížení a používají se vždy aktuální materiálové vlastnosti betonu – v čase se zvyšující hodnoty tlakové pevnosti a modulu pružnosti. Na konci analýzy každého časového uzlu se uloží aktuální napjatost a změny napjatosti výztuže a betonu, které jsou nutné pro výpočet součinitele dotvarování v dalších časových uzlech. Zmíněná metoda časové diskretizace je tedy univerzální, není závislá na zvoleném předpisu dotvarování, ani na zatěžovací historii. Kvalita řešení však závisí na délce časových intervalů; metoda konverguje k přesnému řešení a prakticky bývá pro většinu případů přesnější než analytické řešení. Při analýze předpjatého pražce byly vždy prováděny testy přesnosti a bylo voleno takové dělení na časové intervaly, jehož zjemňováním se už do58

model (výchozí param.) -2,0E-04

model (ID na zkuš eb. tělese)

-3,0E-04 -4,0E-04 -5,0E-04 -6,0E-04 Čas [d]

2

0

10

20

30

40

50

60

70

0,0E+00 experiment -2,0E-04 model (výchozí param.) poměrné přetvoření [-]

Tab. 1

poměrné přetvoření [-]

-1,0E-04

-4,0E-04

model (ID na zkuš eb. tělese) model (ID na praž ci)

-6,0E-04 -8,0E-04 -1,0E-03 -1,2E-03 Čas [d]

3

sahovalo pouze nevýznamného zlepšení výsledků. Délky časových intervalů byly podle zkušeností autorů voleny tak, aby následující interval měl délku jeden a půl až dvakrát delší než předchozí. Kromě toho, časové uzly musejí být voleny v těch časech, kdy dochází k změně vnějšího zatížení či statického schématu konstrukce, což byl v tomto případě pouze okamžik vnesení předpětí. Pro výpočet objemových změn betonu (smršťování a dotvarování), stárnutí betonu a relaxace výztuže byl použit Eurokód 2 [4], který předpokládá konstantní vzdušnou vlhkost. Pro nastíněnou analýzu byl sestaven počítačový program – knihovna dll v jazyku C. Výsledkem simulací je poměrné přetvoření prvku v čase. Po provedení parametrické studie závislosti výsledků na hustotě dělení na časové uzly bylo použito rozdělení sledovaného času – cca 67 dní – na cca dvacet časových uzlů. Délku časových intervalů tvořila geometrická řada. V tab. 1 lze nalézt seznam výchozích vstupních parametrů modelů, které odpovídají provedeným experimentům a doporučeným normovým hodnotám.

I D E N T I F I K A C E PA R A M E T R Ů MODELŮ REOLOGICKÝCH ZMĚN

V souladu s experimenty byly provedeny simulace obou výše zmíněných zkoušek reologických změn – předpjatého pražce, kde se do výsledného průběhu poměrného přetvoření promítají všechny vlivy, tedy dotvarování a smršťování betonu i relaxace předpínací výztuže, dále pak vybraného hranolu z doplňkových zkušebních těles, na kterých bylo sledováno pouze smršťování betonu. Z porovnání s experimentálními křivkami je patrné (obr. 2 a 3), že při použití výchozí sady hodnot parametrů modelů není dosaženo shody a je vhodné provést identifikaci parametrů na základě změřených dat. K identifikaci byla použita metoda inverzní analýzy založená na kombinaci umělé neuronové sítě se stochastickou analýzou [5, 6]. Součástí této metodiky je i citlivostní analýza jednotlivých vstupních parametrů použitých modelů na výslednou odezvu. S její pomocí bylo ze sady parametrů uvedených v tab. 1 vybráno šest „dominantních“ parametrů, jejichž proměnlivost má nejvyšší vliv na průběh jednotlivých reologických změn. Jednalo se o modul pružnosti betonu Ec, střední tlako-


❚

2/2013

VĚDA A VÝZKUM Literatura: [1] Jiroutová D., Vokáč M., Bouška P., Kolísko J.: Sledování dlouhodobého přetvoření předpjatých železobetonových konstrukcí optovláknovými extenzometry. In: Sb. konf. Zkoušení a jakost ve stavebnictví, 2012, 179–186, VUT Brno, 2012 [2] Jiroutová D.: Aplikace optovláknových měřících systémů v materiálovém inženýrství a monitorování konstrukcí. Disert. pr., ČVUT v Praze, Kloknerův ústav, Praha, 2012 [3] Zídek R.: Analýza reologie betonových konstrukcí s uvažováním geometrické nelinearity. Sb. konf. Betonářské dny, ČBS, Hradec Králové, 2004 [4] EN 1992-1-1 Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby, ČNI, 2006 [5] Novák D., Lehký D.: ANN Inverse Analysis Based on Stochastic SmallSample Training Set Simulation. Engineering Application of Artificial Intelligence, 19, 2006, 731–740 [6] Lehký, D., Novák, D.: Artificial Intelligence: New Research, chapter 7: ANN Inverse Analysis in Stochastic Computational Mechanics. Randal B. Bernstein & Wesley N. Curtis (eds.), Nova Science Publ., Hauppauge NY, USA, 2009, 323–350

vou pevnost betonu fcm, součinitele s, αds1 a αds2 závisející na třídě cementu a průměrnou relativní vlhkost RH. Identifikace hodnot vybraných parametrů byla provedena ve dvou fázích: • V první fázi byla na základě vybraných výsledků experimentů smršťování, testovaných na doplňkových zkušebních tělesech, provedena identifikace parametrů αds1, αds2 a RH. • V druhé fázi byla provedena identifikace zbývajících parametrů, tedy Ec, fcm a s, na základě měření průběhu reologických změn, zkoušených na předpjatém pražci. Díky oddělené identifikaci parametrů smršťování byly zpřesněny jejich hodnoty. Pokud by bylo identifikováno všech šest parametrů pouze na základě výsledků zkoušek reologických změn pražce, které jsou vedle smršťování betonu ovlivněny i jeho dotvarováním a relaxací předpínací výztuže, lze předpokládat, že by parametry smršťování byly potlačeny a jejich vliv na získanou odezvu by mohl být částečně nahrazen hodnotami jiných parametrů. Výsledné hodnoty všech identifikovaných parametrů jsou uvedeny v tab. 1 a indikovány indexem odpovídajícím fázi identifikace. 2/2013

❚

❚

PRŮBĚHY REOLOGICKÝCH ZMĚN – POROVNÁNÍ VÝSLEDKŮ EXPERIMENTŮ A SIMULACÍ

Výsledky měření a numerických simulací reologických změn jsou prezentovány v grafech poměrného přetvoření vs. čas. Na obr. 2 lze vedle experimentálních výsledků přetvárného chování zkušebního tělesa 100 × 100 × 500 mm z betonu pražce nalézt i dva výsledky simulace: • po dosazení výchozích hodnot vstupních parametrů, • po dosazení hodnot parametrů αds1, αds2 a RH získaných z první fáze identifikace. Na obr. 3 jsou obdobně vedle experimentálních výsledků přetvárného chování vybraného pražce B91 S zobrazeny tři výsledky simulace: • po dosazení výchozích hodnot vstupních parametrů, • po dosazení hodnot parametrů αds1, αds2 a RH získaných z první fáze identifikace, • po dosazení hodnot parametrů Ec, fcm a s, získaných z druhé fáze identifikace. Z obr. 2 je patrné, že identifikací hodnot parametrů smršťování bylo dosaženo dobré shody mezi průběhem smrštění zkušebního tělesa z experimentu (černá křivka) a simulace (červená křivka). Střední procentuální chyba vychází 0,2 %, kdežto pro odezvu získanou s výchozí sadou parametrů (modrá křivka) byla chyba 14,5 %. Při použití tří identifikovaných parametrů při simulaci průběhu reologických změn předpjatého pražce došlo k mírnému přiblížení simulovaných hodnot k experimentálním výsledkům (obr. 3, červená křivka). Zde se střední procentuální chyba snížila ze 7,7 % pro výchozí parametry na 5,9 %. Míra vystižení experimentálního průběhu simulací odpovídá míře vlivu smršťování na celkový průběh poměrné deformace u pražce. K dalšímu zpřesnění došlo identifikací zbývajících parametrů, ovlivňujících dotvarování a relaxaci výztuže (obr. 3, zelená křivka). Hodnota chyby pro výslednou křivku činí 0,6 %. Lze konstatovat, že se podařilo dosáhnout velmi dobré shody mezi experimentem a simulací.


ničního pražce, využívající experimentálních výsledků smrštění tělesa z betonu pražce a následně dlouhodobého měření přetvárného chování pražce. Jako efektivní se pro numerickou simulaci ukázalo použití metody časové diskretizace, respektující změnu napjatosti v čase, a tím přesnější vystižení jejího vlivu na dotvarování betonu a relaxaci předpínací výztuže. Díky provedení doplňkových experimentů, vedoucích k získání podrobnější informace o průběhu reologických změn sledovaného betonu, bylo možné realizovat identifikaci vybraných parametrů numerických modelů nezávisle na ostatních veličinách, a tím získat jejich výstižnější hodnoty. Následné simulace reologického chování pražce vykázaly velmi dobrou shodu s experimentálními výsledky.

Výsledky byly získány za finanční podpory ze státních prostředků Grantové agentury České republiky, registrační číslo projektu P104/10/2359. Text článku byl posouzen odborným lektorem.

Ing. David Lehký, Ph.D. e-mail: [email protected] tel.: 541 147 363 Ing. Rostislav Zídek, Ph.D. e-mail: [email protected] tel.: 541 147 368 Prof. Ing. Zbyněk Keršner, CSc. e-mail: [email protected] tel.: 541 147 362 všichni: Fakulta stavební VUT v Brně Ústav stavební mechaniky Veveří 331/95, 602 00 Brno www.fce.vutbr.cz

Ing. Miroslav Vokáč, Ph.D. e-mail: [email protected] tel.: 224 353 509 Doc. Ing. Petr Bouška, CSc. e-mail: [email protected] tel.: 224 353 561

Z ÁV Ě R

Příspěvek ilustruje účinný postup identifikace hodnot parametrů modelů reologického chování předpjatého želez-


oba: Kloknerův ústav, ČVUT v Praze Šolínova 7, 166 08 Praha 6 www.klok.cvut.cz

59

VĚDA A VÝZKUM

❚


OBJEMOVÉ ZMĚNY BETONU JAKO VÝZNAMNÝ ASPEKT PRO NAVRHOVÁNÍ KOMPOZITNÍCH DŘEVOBETONOVÝCH KONSTRUKCÍ ❚ THE VOLUME CHANGES OF CONCRETE AS AN IMPORTANT ASPECT OF DESIGN TIMBER–CONCRETE COMPOSITE STRUCTURES Jiří Šafrata, Jana Daňková, David Janíček Jednou z forem optimalizace využití materiálů ve stavebních konstrukcích je aplikace kompozitních systémů. Mezi perspektivní kompozitní konstrukce ve stavebnictví můžeme zařadit dřevobetonové konstrukce. V oboru navrhování těchto typů konstrukcí je jednou z diskutovaných problematik predikce vlivu časově závislých vlastností betonu, zejména smršťování a dotvarování, na parametry únosnosti a použitelnosti konstrukce.

❚

One of the ways

to optimize the use of materials in building constructions is the application of composite systems. The timber–concrete structures are in this respect promising. The issue of prediction of time dependent properties of concrete is often discussed by experts in this field.

Dřevobetonové konstrukce jsou charakteristické optimálním využitím environmentálně přijatelných surovin v konstrukci, minimalizací energetické náročnosti dopravy a montáže při výrobě, využitím místní surovinové základny a v neposlední řadě minimalizují objem nerecyklovatelných odpadů. Dřevobetonové konstrukce se uplatňují ve stropních konstrukcích vícepodlažních dřevostaveb, v mostním stavitelství a také tam, kde je potřeba zajistit zvýšení požární odolnosti nebo tuhosti stávající vodorovné dřevěné konstrukce. Spojení dřeva a betonu, resp. jiných silikátových hmot, je poměrně tradiční a známou technologií v rámci materiálových struktur ve stavebnictví. V konstrukčních kompozitech aplikovaných v nosných systémech se jedná o záležitost známou z třicátých let 20. století. Na rozdíl od ocelobetonových konstrukcí není pro navrhování dřevobetonových spřažených konstrukcí vydán samostatný Eurokód. Při navrhování a posuzování dřevobetonových konstrukcí se postupuje dle ČSN EN 1990, ČSN EN 1991, ČSN EN 1992, ČSN EN 1995. Dále je možno také použít ČSN EN 1994, ČSN 73 1702:2007 (není v rozporu s Eurokódy). V souladu s ČSN EN 1990 je možno 60

navrhovat a posuzovat konstrukce, pro které neexistuje samostatný Eurokód, dle experimentálně ověřených analýz. V současné době je pro navrhování dřevobetonových spřažených konstrukcí používáno několik typů analýz, každá analýza však má své limity použitelnosti. Pro realizaci dřevobetonových spřažených konstrukcí jsou používány různé typy čerstvých betonů, např. lehké betony s plnivem Liapor, vláknobetony apod. V dřevobetonovém spřaženém průřezu (při řešení napjatosti příčného řezu ohýbaného prvku, pozn. red.) je beton namáhán převážně tlakem. Vzhledem k malým rozponům spojité železobetonové (resp. betonové, vláknobetonové) desky mezi jednotlivými dřevěnými nosníky bývá tloušťka betonové, resp. železobetonové, části spřaženého profilu poměrně subtilní. Při navrhování dřevobetonových konstrukcí je nutno (kromě jiného) respektovat pravidla uvedená v Eurokódu 2 [6], který v článku 2.3.2 a zejména 2.3.3. odstavec (1) ustanovuje pravidlo, že při návrhu betonových konstrukcí se musí uvažovat důsledky deformací vyvozených teplotou, dotvarováním a smršťováním. Účinky teploty a smršťování lze zanedbat v globální analýze konstrukce pouze za předpokladu, že v konstrukci jsou provedeny dilatační spáry ve vzdálenosti djoint, v nichž se mohou realizovat výsledné deformace [6]. Účinky smršťování jsou v betonových konstrukcích, které jsou navrhovány dle EC2, uvažovány zejména při návrhu konstrukce dle mezních stavů použitelnosti. V dřevobetonových konstrukcích jsou účinky smršťování a dotvarování uvažovány také při navrhování konstrukcí dle mezního stavu únosnosti, neboť vnáší do kompozitního spřaženého systému přídavná napětí. V současné době není dosud analyticky definován mechanismus přenosu těchto přídavných napětí mezi dřevem, spřahovacími prvky a betonem v rámci dře-

vobetonové kompozitní konstrukce. Je také diskutován význam těchto napětí v rámci redistribuce vnitřních sil mezi jednotlivými částmi spřaženého dřevobetonového průřezu. Pro navrhování dřevobetonových konstrukcí jsou sledovanými vlastnostmi betonu zejména pevnost v tlaku, modul pružnosti a hodnoty smrštění a dotvarování. Smrštění, obdobně jako dotvarování betonu, je charakterizováno jako časově závislý jev. Smrštění betonu je složitý proces, který je vyvolán mnoha vlivy, např. úbytkem vody v krystalové mřížce, kapilárními jevy, redistribucí vody v rámci kapilárního systému a také napěťovým stavem na rozhraní mezi povrchem zrn kameniva a cementovým kamenem. Smrštění cementového kamene můžeme rozdělit dle [5] na: • vlhkostní smrštění – dosahuje hodnot až 2,5 mm/m, • hydratační smrštění – dosahuje přibližných maximálních hodnot za 40 až 50 dnů až 0,2 mm/m, • karbonatační smrštění – uvažuje se řádově v letech a maximální hodnoty jsou cca 0,7 až 1 mm/m. Oproti tomu Collepardi [3] uvádí tři hlavní typy smrštění: • plastické smrštění, • smrštění vysýcháním, • autogenní smrštění. Samostatným typem smrštění je termální smrštění, které nastává vlivem změn teplot především při ztrátě hydratačního tepla [1]. ČSN EN 1992-1-1 Eurokód 2 zohledňuje v pravidlech pro navrhování konstrukcí smršťování vysýcháním a autogenní smršťování. V článku 3.1.4. [6] zavádí pojem celkové poměrné smrštění εcs, přičemž:

εcs = εcd + εca,

(1)

kde εcd je poměrné smrštění vysýcháním a εca poměrné autogenní smrštění. Veličiny εcs, εcd a εca jsou zde [6] chápány jako časově závislé funkce. V článku 3.1.4. jsou uvedeny příslušné návrhové postupy a tabulky pro přiřa-


❚

2/2013

VĚDA A VÝZKUM

❚


Spřahovací prostředky Dřevěná část profilu

1 000 mm 100 mm

Betonová část profilu

1a

1b

Obr. 1 Schéma vzorku dřevobetonového kompozitního konstrukčního systému, a) jednotlivé komponenty vzorku, b) kompletovaný vzorek ❚ Fig. 1 Scheme of a timber–concrete composite structural system sample, a) individual components of the sample, b) an assembled sample

Tab. 1 Vliv vyztužení na smrštění betonu [5] ❚ Tab. 1 The influence of reinforcement on the shrinkage of concrete [5]

zení hodnot k některým vstupním datům.

je vyšší stupeň vyztužení, tím je smrštění menší (tab. 1).

TECHNICKÉ A TECHNOLOGICKÉ P O Ž A D AV K Y N A B E T O N

EXPERIMENT

Mezi hlavní faktory, které ovlivňují smrštění betonu, patří [5]: • smršťování cementového kamene v závislosti na jeho pórovitosti, • druh a vlastnosti cementového kamene, • složení betonu, • rozměr a tvar betonové konstrukce a její vyztužení, • teplota, vlhkost, čas. Zcela eliminovat deformace betonu způsobené dotvarováním a smršťováním nelze, avšak lze tyto jevy usměrnit, případně minimalizovat jejich negativní projevy. Smrštění vysýcháním lze ovlivnit pečlivým ošetřováním, vyšším objemem kameniva v čerstvém betonu, zvýšením maximálního zrna v kamenivu. Nižší smrštění vykazují betony s nižším vodním součinitelem a betony, v jejichž recepturách byly použity superplastifikátory a speciální protismršťovací přísady. Velmi důležitá je technologie ukládání čerstvého betonu do konstrukce (bednění) a následné zajištění vhodných podmínek během tuhnutí a tvrdnutí betonu. Kladný vliv má vyšší nasákavost bednění, kdy dochází k redistribuci vlhkosti mezi povrchem betonu a povrchem bednění. Odborná literatura [5] uvádí až o 15 % nižší smrštění. Výztuž omezuje smrštění betonu. Čím 2/2013

❚

Stupeň vyztužení [%] 0 0,55 1,23 2,18

Smrštění [% obj.] 0,64 0,54 0,42 0,29

Napětí ve výztuži [MPa] 0 13 11 8,4

Napětí v betonu [MPa] 0 0,7 1,4 1,75

Experimentální analýza byla navržena s cílem kvalifikovat vliv spřažení betonu a dřeva na vývoj smrštění betonové části vzorku. V rámci experimentu bylo ověřeno celkové smrštění betonu u vzorků dřevobetonového kompozitního konstrukčního systému (obr. 1). Dřevěná část vzorku byla vyrobena z rostlého smrkového dřeva Picea abies hustoty ρ12 = 475 kg/m3. Jako spřahovací prvky byly použity ocelové úhelníky 40 × 40 × 3 mm v jakosti oceli 11 375. Ocelové úhelníky byly do dřeva uchyceny samořeznými vruty do dřeva. Měřící zařízení bylo umístěno v klimatizovaném prostoru. Snímače deformace (smrštění) byly umístěny na čelech nádoby, která tvoří bednění pro měřený beton. Nádoba byla na vnitřních površích opatřena separační fólií (redukce tření). Měřicí čela byla umístěna na obou koncích měřicí nádoby, jedno čelo bylo pevné, druhé pohyblivé. Kotva pohyblivého čela se během měření volně pohybovala v ložiskovém bloku. Před naplněním nádoby betonem byla čela zafixována na vzdálenosti 1 000 mm. Zkušební nádoba byla naplněna čerstvým vzorkem a beton byl následně zhutněn. Vlhkostní a teplotní senzor byl umístěn uprostřed měřícího tělesa. Délka měření je obvykle závislá na ty-


Tab. 2 Receptury betonu pro výrobu vzorků ❚ Tab. 2 Formulae for the production of concrete samples

Receptura Vzorek A Vzorek B Cement CEM I 42,5 R [kg/m3] 320 320 Popílek [kg/m3] 60 60 Kamenivo 0/4 [kg/m3] 940 940 Kamenivo 4/8 [kg/m3] 167 167 Kamenivo 8/16 [kg/m3] 623 623 Superplastifikátor PCE [kg/m3] 3,9 3,9 Stabilizační přísada [kg/m3] 0,7 0,7 Protismršťovací přísada [kg/m3] – 8,45 Vodní součinitel [-] 0,488 0,497 Složka

pu měřeného materiálu a požadavcích zadavatele. Minimální délka trvání zkoušky je 7 dní nebo do ustálení hodnot smrštění. Ustálením hodnot se rozumí to, že změna hodnot deformace (smrštění) se po dobu 24 h nezmění o více jak 2 %. Výstupem měření je graf (obr. 2). Vývoj smrštění byl sledován kontinuálně po dobu devíti měsíců. Betonáž a následné uložení vzorků probíhala v laboratorních podmínkách (obr. 2). Pomocí experimentu byl ověřen mechanismus spolupůsobení betonu, dřeva a spřahovacího systému vzhledem ke konečné hodnotě smrštění betonu. Pro srovnání byly použity dvě různé receptury (tab. 2). V průběhu experimentu vykazoval beton obou vzorků velmi příznivé hodnoty smrštění po 28 dnech. Po devíti měsících byla hodnota smrštění u vzorku A 515 μm/m a vzorku B 493 μm/m. S H R N U T Í A Z ÁV Ě RY

Vlastnosti kompozitů jsou ovlivňovány vlastnostmi použitých materiálů a jejich objemovým zastoupením, kvalitou interakcí mezi jednotlivými složkami, odezvou jednotlivých složek a celého kompozitu na působení vnějších vlivů apod. Nejsložitější a nejdůležitější je zajištění synergického účinku jednotlivých složek. Složky musí v kompozitu „spolupracovat“ tak, aby negativní vlastnosti každé složky byly potlačeny a pozitivní vlastnosti umocněny, přičemž významné jsou procesy probí61

VĚDA A VÝZKUM

❚


Teplota °C / R.V. [%]

100 75 50 25 0 38

75

112

149

186

223

260

297

334

371

408

445

482

519

556

593

630

667

704

741

-25 Smrštění Vzorek A

Smrštění [μm/m]

-50

Smrštění Vzorek B

-75 Teplota vzduchu [°C]

-100

Relativní vlhkost vzduchu [%]

-125 -150 -175 -200 Čas [h]

2 Obr. 2 Vývoj smrštění v průběhu 30 dnů od betonáže ❚ Fig. 2 Development of shrinkage within 30 days after concreting

Literatura: [1] Bajza A. a Rouseková I.: Technológia betónu. Bratislava: Jaga, 2006, ISBN 80-8076-032-2 [2] Bodnárová L.: Kompozitní materiály ve stavebnictví. Brno: CERM, 2002. ISBN 80-214-2266-1 [3] Collepardi M.: Moderní beton. Praha: ČKAIT 2009, ISBN 978-80-8709375-7 [4] Pexová J., Novotný M.: Rozbor vlivu separační vrstvy u dřevobetonových stropních konstrukcí, In: Dřevostavby 2011, Volyně: VOŠ Volyně, 2011, s. 87–92. ISBN 978-80-86837-33-8 [5] Pytlík P.: Technologie betonu. Brno: VUT v Brně 2000, ISBN 80-2141647-5 [6] ČSN EN 1992-1-1 Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby [7] ČSN EN 1990 Zásady navrhování konstrukcí [8] ČSN EN 1991 Zatížení konstrukcí [9] ČSN EN 1992 Navrhování betonových konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby [10] ČSN EN 1995 Navrhování dřevěných konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla – Společná pravidla a pravidla pro pozemní stavby [11] ČSN EN 1994 Navrhování spřažených ocelobetonových konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby [12] ČSN 73 1702:2007 Navrhování, výpočet a posuzování dřevěných stavebních konstrukcí – Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby (není v rozporu s Eurokódy)

62

hající na hranici složek [2], v tomto případě v kontaktní spáře mezi betonem a dřevem. Experiment prokázal vzájemnou synergii obou hlavních složek, dřeva a betonu, jako velmi výhodnou z hlediska redukce smršťování betonu. Dřevěná část kompozitního konstrukčního vzorku dotovala beton v kontaktní spáře vlhkostí, čímž bylo redukováno smrštění vysýcháním. Stabilizace objemových změn v kontaktní spáře mezi dřevem a betonem je podporována redistribucí vody v kapalné nebo plynné formě mezi kapilárními systémy obou materiálů. Spřahovací prostředky aplikované v kontaktní spáře dřevobetonové spřažené konstrukce pravděpodobně působí stejně jako ocelová výztuž v železobetonu a podílejí se na redukci smrštění betonové části konstrukčního kompozitu. Důležitým aspektem stále zůstává kvantifikace přídavného napětí od smrštění betonu, které přenáší spřahovací systém v rámci spřaženého dřevobetonového průřezu. Ovlivnění dřeva vlhkostí při betonáži je často diskutovanou problematikou, zejména v souvislosti s nebezpečím napadení dřeva dřevokaznými houbami. Z tohoto důvodu se někdy mezi dřevěnou a betonovou část spřaženého průřezu vkládají fólie. Jak ukazují některé nové studie, např. [4], toto řešení výrazným způsobem negativně ovlivňuje modul prokluzu, čímž se snižuje kvalita spolupůsobení obou částí průřezu. Celková únosnost konstrukce se tak snižuje. Obava z možného napadení dřeva dřevokaznými houbami je neopodstatněná, pokud jsou dodrženy základ-

ní zásady pro použití dřeva jako konstrukčního materiálu. Dřevokazné houby potřebují ke svému vývoji zejména kyslík, dusík, uhlík, doprovodné látky a přiměřené světlo. Optimální je pro ně mírně kyselé prostředí (pH 4 až 6) a trvalá nebo dlouhodobá stabilní vlhkost dřeva nad 20 %. Dosáhnout těchto podmínek v kontaktní spáře dřevobetonového spřaženého průřezu při obvyklé velikosti dřevěného konstrukčního profilu lze ve vnitřním prostřední (kontinuálně vytápěném a větraném prostoru) jen stěží. Všeobecně přijímaný názor, že vliv smršťování betonu je zásadním problémem, který oprávněně snižuje důvěru stavebníků k tomuto typu konstrukce je tedy nutno přehodnotit. Je záležitostí dalšího výzkumu, zda by bylo možno zjednodušit návrhové modely pro tento typ konstrukcí za předpokladu stanovení určitých konstrukčních a technologických zásad, které by zaručily jistou eliminaci vlivu objemových změn betonu na napěťové a deformační chování dřevobetonové spřažené konstrukce. Zejména z toho důvodu, že složité modely vlivů časově závislého chování betonu a dřeva nejsou v inženýrské praxi příliš použitelné.

Článek byl finančně podpořen projektem SP2011/203 Fyzikální vlastnosti stavebních materiálů a jejich vliv na predikci přídavných zatížení v konstrukcích a finančními prostředky institucionální podpory VaV na VŠB – TU Ostrava FAST.

Ing. Jiří Šafrata e-mail: [email protected] Ing. Jana Daňková, Ph.D. e-mail: [email protected] oba: VŠB – TU Ostrava FAST Katedra Stavebních hmot a hornického stavitelství Ludvíka Podéště 1875/17 708 33 Ostrava–Poruba Ing. David Janíček Betotech, s. r. o. Místecká 1121, 703 00 Ostrava e-mail: [email protected]

Text článku byl posouzen odborným lektorem.


❚

2/2013

VĚDA A VÝZKUM

❚


NĚKTERÉ ASPEKTY ZÁVISLOSTI ŽIVOTNOSTI, SPOLEHLIVOSTI A CENY BETONOVÉ KONSTRUKCE: PŘÍKLAD DEGRADACE PŮSOBENÍM CHLORIDŮ ❚ SOME ASPECTS OF DEPENDENCY OF SERVICE-LIFE, RELIABILITY AND PRICE OF A CONCRETE STRUCTURE: EXAMPLE OF DEGRADATION DUE TO CHLORIDE INGRESS Břetislav Teplý, Markéta Chromá V příspěvku je připomenuta závislost ceny betonové konstrukce na její životnosti a úrovni spolehlivosti. Je uvedena metodika a nástroje umožňující studovat tyto souvislosti, které mohou mít nejenom ekonomické, ale též environmentální dopady (spotřeba a druh materiálů či technologií), což je základem pro pokročilé navrhování konstrukcí s hodnocením či výběrem optimální varianty. Je to ukázáno na příkladech betonových konstrukcí vystavených působení posypových solí obsahujících chloridové ionty, a tím vyvolané degradaci betonu. ❚ In this paper dependence of costs on service-life and reliability level for concretes structures is mentioned. We show methodology and tools suitable for studying these dependencies with possible financial and environmental impacts; it may be viewed as a base for advanced design of structures and assessment or choice of an optimum variant. Examples of concrete structures exposed to deicing salts and consequential concrete degradation are presented.

V souvislosti s otázkami ceny konstrukcí a jejich životnosti připomeňme, že k potřebě hodnocení nákladů za celý životní cyklus stavby [1] vede mj. první ze základních hodnotících kritérií pro zadání zakázek dle zákona 137/2006 Sb. o veřejných zakázkách, tj. kritérium ekonomické výhodnosti nabídky [2]. Také v tomto smyslu, tj. při přípravě a hodnocení zakázek a při vypracovávání nabídek může být dále popsaná metodika užitečná. ŽIVOTNOST A ÚROVEŇ SPOLEHLIVOSTI

Při navrhování konstrukcí se uvažuje hodnota životnosti specifikovaná investorem v součinnosti s dalšími zainteresovanými stranami. Při posuzování stávající konstrukce se hodnotí zbytková životnost – návrh rekonstrukce má zabezpečit požadovanou (prodlouženou) životnost. Současné normy (Eurokódy) obvykle nevedou k přímému řešení takových úloh, připomínáme proto novou modelovou normu fib-Model Code 2/2013

❚

2010 [3], [4] (dále jen NMC), která tuto problematiku zohledňuje. Verifikace životnosti musí být provedena s ohledem na možné změny užitnosti konstrukce během času, tj. v důsledku degradace materiálu apod. Formálně se za ukončení životnosti považuje okamžik, kdy konstrukce již nesplňuje požadavky na spolehlivost; odtud plyne vazba v posuzování životnosti na mezní stavy použitelnosti (SLS) či únosnosti (ULS) a úlohy degradace materiálů. Při verifikaci mezních stavů specificky vázaných na životnost se v NMC pochopitelně uvažuje faktor času – mezní stavy jsou závislé na degradaci materiálů probíhající v čase a mohou tedy omezovat životnost konstrukce dříve, než by byla vyčerpána její únosnost. Jde např. o depasivaci výztuže karbonatací betonu, resp. působením chloridů, případně o takové důsledky koroze výztuže, které sice ještě nemají rozhodující vliv na únosnost či tuhost konstrukce, ale jsou limitující s ohledem na vzhled konstrukce, nebo by vedly k příliš nákladným opravám v budoucnu. Takové stavy jsou někdy označovány jako mezní stavy trvanlivosti (DLS), resp. iniciační mezní stavy. Pro posuzování DLS se v NMC mj. jako základní uvádí pravděpodobnostní formát, který jediný dává projektantovi možnost stanovení míry spolehlivosti daného návrhu či řešení s ohledem na požadovanou životnost. V NMC jsou proto také uvedeny podmínky omezující pravděpodobnost dosažení následujících degradačních procesů, např. koroze výztuže vlivem průniku chloridů do betonu. Dosáhne-li totiž koncentrace chloridů v okolí výztuže kritické hodnoty Ccr, následkem je depasivace ocelové výztuže, která pak v přítomnosti kyslíku a vody může začít korodovat. Pravděpodobnostní hodnocení tohoto stádia je popsáno podmínkou ve tvaru Pf (tD) = P{Ccr – Ca(tD) ≤ Pd ,

(1)

kde Pf je pravděpodobnost poruchy ve smyslu dosažení kritické koncentrace chloridů Ccr v místě výztuže s li-


mitní hodnotou Pd; z praktických důvodů je pravděpodobnost poruchy obvykle transformována na hodnotu indexu spolehlivosti β s limitní hodnotou βd. Ve vztahu (1) je Ca koncentrace chloridů v hloubce krycí vrstvy a, dosažená v čase tD (tj. čase, v kterém je konstrukce vyšetřována, obvykle tedy je to očekávaná nebo limitní životnost vzhledem k depasivaci výztuže). Hodnota Ca může být stanovena laboratorně na odebraných vzorcích, operativnější a obecnější způsob je využití vhodného výpočetního modelu pro prognózu průniku chloridů betonem. V tomto příspěvku je aplikován model zařazený do fib-Model Code 2010 [3]. Tento postup byl mj. uplatněn při posuzování mostu v práci [5]; blíže o modelování degradace betonu působením chloridů viz [6]. CENA BETONOVÉ KONSTRUKCE V E V Z TA H U K Ž I V O T N O S T I A SPOLEHLIVOSTI

Jak je patrno ze vztahu (1), spolehlivost, životnost, krytí výztuže a expoziční charakteristiky jsou navzájem provázány, přičemž výraznou roli hrají také vlastnosti použitého betonu – především jeho difúzní charakteristiky. Jinak řečeno, jedná se o závislosti ceny, typu betonu a jeho objemu. To se pochopitelně promítá též do ceny stavebního díla. Připomeňme, že z pohledu celkových nákladů (tj. nákladů za celý životní cyklus stavby) se jedná mj. o náklady na projekt a výstavbu, náklady na údržbu, náklady na kontrolu či prohlídky a náklady na opravy (po celou dobu předpokládané životnosti tL roků) – blíže viz např. [1]. Je ovšem nutno podotknout, že zde jsou další závažné souvislosti: u nosných konstrukcí jsou totiž druh betonu a rozměry průřezů (tj. se zahrnutím krycí tloušťky) generovány nejenom požadavky trvanlivosti, ale zejména požadavky na únosnost. Tato skutečnost brání tomu, aby bylo možno nějak zobecnit závislost typu betonu a jeho spotřeby na cenu. 63

❚

VĚDA A VÝZKUM

SCIENCE AND RESEARCH Tab. 1

Obr. 1 Závislost úrovně spolehlivosti na životnosti pro betony s různou odolností proti průniku chloridů (krytí výztuže a = 50 mm a w/c = 0,40) ❚ Fig. 1 The dependency of reliability index on service-life for concretes with different chloride resistance (concrete cover a = 50 mm and w/c = 0.4)

Proměnná Krycí vrstva [mm] Tloušťka konvekční zóny [mm] Čas [roky] Počáteční koncentrace chloridů [%/cement]

❚

Tab. 1

Input values for parametric studies

Střední hodnota 30 až 60 8,9 2 až 30 0

COV [%] 12,5 6,3 – –

2

75

Koncentrace chloridů v konvekční zóně v čase t [%/cement]

Migrační koeficient chloridů [m2/s] Exponent funkce vlivu doby ošetřování [–] Regresní proměnná vlivu okolního prostředí [°C] Teplota okolního vzduchu [°C] Faktor neurčitosti modelu [–]

a) 8,9 ∙ 10–12 b) 5,6 ∙ 10–12 c) 4,8 ∙ 10–12 d) 1,4 ∙ 10–12 0,3 4526,9 20 1

PDF Lognormální (2par) Beta (a = 0, b = 50) Deterministické Deterministické Normální – jednostranně ohraničené

20

Normální

40 15,5 5 –

Beta (a = 0, b = 1) Normální Normální Deterministické

Index spolehlivosti β [-]

Index spolehlivosti β [-]

Obr. 2 Závislost úrovně spolehlivosti na životnosti pro různá krytí výztuže (použit CEM III/B, w/c = 0,4) ❚ Fig. 2 The dependency of reliability index on service-life for different concrete covers (for CEM III/B, w/c = 0.40)

Vstupní hodnoty pro uváděné studie

Čas [roky]

1

Tento příspěvek je proto zpracován jako ukázka dílčích vazeb životnosti a spolehlivosti jen na relativní ceně s uvážením trvanlivosti a nejistot, nevyhnutelně se v realitě vyskytujících (a tudíž vstupujících např. do vyhodnocení podmínky (1)). PA R A M E T R I C K É S T U D I E

Pro ilustraci uvedených závislostí je zde studován čas do inicializace koroze výztuže s uvažováním nejistot, tj. s aplikací pravděpodobnostního přístupu, s využitím výpočetního modelu degradace betonu působením chloridů. Jsou tak hodnoceny závislosti mezi životností, úrovní spolehlivosti, druhu betonové směsi, tloušťky krytí a poměrné ceny při uvažování postupu degradace betonové konstrukce v čase. Poznamenejme ještě, že v případech posuzování spolehlivosti ve smyslu mezních stavů trvanlivosti není hodnota βd předepsána jako pro požadavky únosnosti, nýbrž může být určena projektantem po dohodě se zainteresovanými stranami, které takto mohou ovlivnit celkové náklady. Obvykle jde o interval 0,8 < βd < 1,8; např. dle [3] je 64

2

doporučeno βd = 1,3. V následující studii důsledky této volby ukážeme. Pro pravděpodobnostní analýzu dle vztahu (1) byl použit softwarový nástroj FReET-D (http://www.freet.cz), který zahrnuje více než třicet modelů pro pravděpodobnostní odhady degradace železobetonových konstrukcí. Ve studii byl použit model, který byl vytvořen a kalibrován v rámci evropského projektu EURAM a poté začleněn do modelové normy fib [3]. Byly řešeny/srovnány příklady čtyř betonových směsí s rozdílnou odolností proti průniku chloridových iontů. K přípravě betonových směsí byl použit: a) pouze CEM I; b) CEM I s příměsí 22 % popílku (FA); c) CEM I s příměsí 5 % křemičitého úletu (SF); d) pouze cement CEM III/B. Dále byla studována závislost úrovně spolehlivosti na životnosti pro různá krytí výztuže pro betonovou směs připravenou z CEM III/B. Výsledky těchto analýz jsou shrnuty na obr. 1 a 2. Vstupní údaje předložených ilustrativních příkladů obsahuje tab. 1. Na obr. 1 je znázorněna závislost

Čas [roky]

úrovně spolehlivosti na životnosti stanovené vyhodnocením podmínky (1) pro krytí výztuže a = 50 mm. Je patrno, že požadujeme-li např. spolehlivost odpovídající indexu spolehlivosti βd = 1,5, životnost se pohybuje v intervalu od 3 let (CEM I) až do 22 let (CEM III/B). K cenovému srovnání těchto variant betonu lze využít např. Ceník produktů a služeb 2012 TBG Metrostav, kde uváděná cena pro beton třídy C25/30 i C30/37 (při stupni vlivu prostředí XD) vyrobený s použitím pouze CEM I, resp. CEM III/B je dražší jen asi o 5 %; rozdíl v předpokládané životnosti je ale mnohanásobný. Cenová srovnání pro ostatní dva betony s příměsmi [varianta b) a c)] neuvádíme z důvodu velké variability jejich cen (závisejících mj. na výrobci i druhu zakázky). Pomocí výsledků studie můžeme např. také odhadovat, jaký vliv by měl druh betonu na míru spolehlivosti pro nějakou danou životnost ve smyslu depasivace výztuže. Poznamenejme, že volbou sníženého požadavku na úroveň spolehlivosti, např. βd = 0,8, bychom dospěli k prognóze životnosti v ještě větším interva-


❚

2/2013

VĚDA A VÝZKUM Literatura: [1] Teplý B.: Trvanlivost – náklady – spolehlivost konstrukcí, BetonTKS 3/2005, s. 3–5 [2] Teplý B.: Jak lze chápat ekonomickou výhodnost u veřejné zakázky? Stavebnictví 6-7/2012, s. 48–50 [3] fib Draft Model Code 2010, fib Bulletins 55, 56, Fédération internationale du béton, Lausanne, 2010 [4] Červenka V., Teplý B., Vítek L. J.: Nová modelová norma fib 2010, Beton TKS 2/2010, s. 3–7 [5] Wendner R., Strauss A., Guggenberger T., Bergmeister K., Teplý B.: Ansatz zur Beurteilung von chloridebelasteten Stahlbetonbauwerken mit Bewertung der Restlebensdauer. Beton- und Stahlbetonbau 2010, Vol. 105, Heft 12, pp. 778–786 [6] Vořechovská D., Chromá M., Podroužek J., Rovnaníková P., Teplý B.: Modelling of Chloride Concentration Effect on Reinforcement Corrosion. Computer-Aided Civil and Infrastructure Engineering 2009, Vol. 24, pp. 446–458 [7] Enevoldsen I.: Practical implementation of probability based assessment methods for bridges, Structure and Infrastructure Engineering 2011, Vol. 7 (7–8), pp. 535–549

lu: asi od 4 let pro beton připravený z CEM I do cca 40 let pro beton z CEM III/B. Přitom by to byl vlastně racionální požadavek, jelikož βd = 1,5 se obvykle používá pro mezní stavy použitelnosti ve smyslu omezení deformací kostrukce (průhyby apod.), zatímco podmínka (1) se vztahuje pouze k jednomu místu na konstrukci (např. nejvíce ohroženému degradací – kde by pravděpodobně došlo k depasivaci výztuže nejdříve) a je tedy pro konstrukci „méně nebezpečná“. V praxi se ale za rozhodující pro zahájení opravy obvykle považuje až stav, kdy je depasivována výztuž na jistém rozsahu konstrukce či prvku, např. na 15 %. Analyzovat takový stav je náročnější a pro běžnou praxi asi málo schůdné, i když teorie i potřebné nástroje již existují – vyžadují mj. údaje o 2D či 3D variabilitě vlastností materiálu, konstrukce a působení prostředí. Zjednodušeně ale k takovému efektu můžeme přihlédnout také tak, že snížíme požadavek na limitní hodnotu indexu spolehlivosti, tedy uvážíme např. βd = 0,8. Obr. 2 znázorňuje závislost úrov2/2013

❚

❚


ně spolehlivosti na životnosti pro různá krytí výztuže a je odtud patrno, že rozhodnutí projektanta o tloušťce betonové krycí vrstvy je v těchto souvislostech zásadní. Nepochybně se to odrazí i v ceně – s potřebnou tloušťkou betonové krycí vrstvy se zvětšuje či zmenšuje potřebný objem betonu, mění se výška průřezu a u nosných konstrukcí to tedy může zasahovat i do návrhu/posouzení únosnosti s dopadem na návrh výztuže. Z těchto důvodů nelze přímo ukázat cenové srovnání, projektant to však v konkrétním případě může provést a i takto návrh optimalizovat. Z ÁV Ě RY

V příspěvku je popsána a na příkladech betonové konstrukce vystavené působení posypových solí ukázána závislost životnosti, úrovně spolehlivosti a ceny betonové konstrukce. Nastíněným postupem a pomocí obdobných nástrojů lze samozřejmě hodnotit i důsledky jiných možných způsobů degradace, např. karbonatace betonu, koroze výztuže, působení kyselin na beton a další. Cílem příspěvku bylo dokumentovat metodiku a nástroje umožňující rozhodovat pokročilým způsobem při projektování rozsáhlých železobetonových konstrukcí též s ohledem na ekonomické či environmentální důsledky, tj. s vyhledáním optimální varianty. Obecněji podobná situace nastává při ověřování úrovně spolehlivosti konstrukcí a prognóz jejich životnosti vzhledem k únosnosti a dalším funkcím, kdy je nezbytné uvážit nejistoty, plynoucí z materiálových vlastností, zatížení a působení prostředí. Projektanti ale (až na vzácné výjimky) nejsou zvyklí takto postupovat. Zajímavý je v tomto ohledu nedávno publikovaný článek [7], který poukázal na možné úspory celkem 30 milionů € u dvanácti mostů při důsledném pravděpodobnostním hodnocení jejich stavu. Příspěvek byl finančně podpořen grantem P104/12/0308 Grantové Agentury ČR. Prof. Ing. Břetislav Teplý, CSc. e-mail: [email protected] RNDr. Markéta Chromá, Ph.D. e-mail: [email protected] oba: Fakulta stavební VUT v Brně Veveří 95, 602 00 Brno Text článku byl posouzen odbornými lektory.


65

VĚDA A VÝZKUM

❚


VYUŽITÍ NOVÝCH POZNATKŮ PŘI PŘEDÚPRAVĚ POVRCHŮ BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ VYSOKORYCHLOSTNÍMI VODNÍMI PAPRSKY ❚ USE OF NEW KNOWLEDGE DURING PRETREATMENT OF SURFACE OF CONCRETE STRUCTURES BY HIGH-SPEED WATER JETS Libor Sitek, Lenka Bodnárová, Josef Foldyna, Jiří Klich Článek se zabývá aplikací nových poznatků a trendů při generování vysokorychlostních vodních paprsků a jejich uplatnění při sanacích betonových konstrukcí nejen v laboratorních podmínkách ale i během praktického využití in-situ. Příspěvek zkoumá několik typů vodních paprsků s důrazem na snížení ekonomické náročnosti procesu sanace a úpravy sanovaného povrchu pro následnou aplikaci správkových materiálů.

❚ The article deals with

application of new knowledge and trends when generating of high-speed water jets and their utilisation during concrete structures repair not only in laboratory conditions but also during practical use in-situ. This contribution examines several types of water jets with emphasis on reduction of economical intensity of the process of repair and treatment of rehabilitated surface for subsequent application of repair materials.

Betonové konstrukce jsou v průběhu svého užívání vystaveny působení okolních agresivních vlivů. Působení agresivního prostředí, užívání konstrukce v průběhu času a zatížení konstrukce provozem mohou vést k jejímu poškození. To může nastat také nevhodným užíváním konstrukce, nadměrným zatížením či působením požáru. Dopravní stavby (silnice, tunely, mosty) patří k vysoce namáhaným betonovým konstrukcím (cyklickým zatěžováním, klimatickými podmínkami, užíváním chemických rozmrazovacích látek, působením požárů apod.). Již porušené konstrukce je většinou nutné v co nejkratší době uvést zpět do provozuschopného stavu, což vyžaduje specifický sanační zásah. Při sanacích betonových konstrukcí je nutné na základě odborného posouzení a návrhu odstranit porušenou vrstvu betonu a provést náhradu porušených částí konstrukce. Odstranění poškozených vrstev tudíž představuje důležitou etapu při sanaci a údržbě betonových staveb. Vedle dnes již tradičních metod, jako jsou odřezávání, rozrušování pneumatickým kladivem, suché a mokré otryskávání, čištění plamenem a frézování, 66

se k takovému účelu stále častěji používají technologie na bázi vysokorychlostních vodních paprsků. U nás je použití vodních paprsků pro tyto účely doporučeno, v některých zemích (např. v Německu) je vzhledem k unikátním vlastnostem paprsků dokonce vyžadováno. Je všeobecně známo, že vysokorychlostní vodní paprsky mají schopnost selektivně odstranit pouze poškozenou vrstvu a zachovat tak co nejvyšší únosnost původní konstrukce. Účinnost takového zásahu může být ještě zvýšena zavedením vysokofrekvenčních akustických pulzací do paprsku prostřednictvím akustického generátoru tlakových pulzací. Generování dostatečně velkých a rychlých (20 kHz) tlakových pulzací ve vysokotlakém systému ještě před výstupem vody z trysky umožňuje vytváření tzv. pulzujícího vodního paprsku, který sice vystupuje z trysky jako paprsek kontinuální, v určité vzdálenosti od trysky se však vlivem rozpadu kontinuálního proudu na shluky vody mění v pulzující. Výhoda takového paprsku v porovnání s běžným kontinuálním spočívá v tom, že dopad každého shluku vody pulzujícího paprsku vyvolá v místě dopadu impaktní tlak, který několikanásobně převyšuje stagnační tlak, kterým působí na dopadovou plochu klasický kontinuální paprsek za jinak naprosto shodných pracovních podmínek. Tento jev způsobuje vážné poškození jak povrchu, tak i vnitřní struktury desintegrovaného materiálu. Vlivem pulzů v paprsku dochází k únavovému a smykovému namáhání v materiálu rychlým cyklickým zatěžováním dopadové plochy, případně působením radiálního vysokorychlostního toku kapaliny po povrchu. To dále zvyšuje účinnost pulzujícího kapalinového paprsku v porovnání s kontinuálním. Použití pulzujícího paprsku kromě toho umožňuje podstatné snížení pracovního tlaku vody (na cca 30 až 70 MPa) při zachování rozrušovacích účinků srovnatelných se standardními vysokotlakými zařízeními užívanými k ošetřování a údrž-

bě betonových povrchů (s tlaky 150 až 200 MPa). Pracoviště Oddělení desintergrace materiálů Ústavu geoniky v Ostravě studuje fenomén pulzujícího vodního paprsku a jeho desintegrační účinky na materiálech již téměř dvacet let. V oblasti stavebních hmot, zejména betonů, zde byly prováděny laboratorní experimenty, které zkoumaly účinnost desintegrace pulzujícího paprsku v porovnání s kontinuálním paprskem při odstraňování povrchových vrstev pevných betonů [1], [2], betonů s odlišnými fyzikálně-mechanickými vlastnostmi či betonů narušených technologickou nekázní [3] i betonů, které byly vystaveny působení agresivních prostředí a/nebo mrazu [4]. Příspěvek shrnuje výsledky, kterých bylo v dané oblasti dosaženo, a zkušenosti, které byly získány při rozpojování betonů za použití nových metod generování paprsků nejen v laboratorních podmínkách, ale i během praktického využití in-situ [5]. L A B O R AT O R N Í Z K O U Š K Y P Ů S O B E N Í V O D N Í C H PA P R S K Ů NA BETONY

V této části jsou stručně uvedeny výsledky dosažené při laboratorních testech odstraňování povrchových vrstev betonových vzorků pomocí několika typů vysokorychlostních vodních paprsků v sanační praxi běžně užívaných či paprsků progresivních s předpokládaným využitím v blízké budoucnosti (obr. 1). Všechny zmíněné typy paprsků mohou být generovány jako kontinuální nebo pulzující (při využití akustického generátoru pulzací). Účinky pulzujících paprsků byly vždy porovnány s klasickými kontinuálními paprsky za stejných nebo podobných pracovních podmínek. Pevné betony Jedním z prvních experimentů bylo porovnání účinnosti klasického kontinuálního vodního paprsku s kruhovým průřezem a pulzujícího paprsku s kruhovým průřezem. Pro tyto zkoušky byly vybrány dvě třídy pevných neporuše-


❚

2/2013

VĚDA A VÝZKUM

❚

Obr. 1 Typy paprsků vhodné k odstraňování povrchových vrstev betonu (klasický s kruhovým průřezem, plochý, rotační a oscilující)

1

❚ Fig. 1 Types of streams suitable for concrete surface layers removal (classical, with circular section, flat, rotational, oscillating)

ných betonů, které se lišily typem kameniva. Betonové vzorky byly rozřezány diamantovým kotoučem a na řezné straně pak byly pomocí kontinuálního a pulzujícího paprsku vytvořeny drážky rychlostmi 2 a 5 ms-1 Tlak vody pro generování paprsků byl ve všech případech 40 MPa, průměr vodní trysky pak 1,98 mm. Z podstaty testovaného pulzujícího paprsku vyplývá, že jeho nejvyšší účinnosti je na rozdíl od kontinuálního paprsku dosahováno až v určité vzdálenosti od trysky, kdy se v proudu nacházejí dobře vyvinuté shluky vody. Proto se vzdálenost trysky od povrchu rozpojovaného betonu u jednotlivých paprsků lišila (kontinuální 20 mm, pulzující 140 mm). Tato vzdálenost byla zjištěna experimentálně pomocí měření dopadové síly paprsku a také erozními zkouškami na měkkých kovových materiálech (nejčastěji na hliníku). Byla zjišťována hloubka průniku paprsků do betonu v několika místech drážky a celkový vzhled drážky. V obou třídách betonu vytvářejí oba paprsky drážky nepravidelného tvaru a hloubky, přesto jsou drážky vytvořené pulzujícím paprskem o poznání pravidelnější, převážně pak při vyšších rychlostech. Drážky jsou vytvářeny zejména vytrháváním cementových úlomků kolem větších zrn kameniva. Ve všech případech bylo dosaženo zhruba 1,5krát větší hloubky průniku paprsku do betonu při použití pulzujícího paprsku v porovnání s paprskem kontinuálním. Ukázalo se, že potenciál pulzujícího paprsku při jeho působení na beton by mohl být v odstraňování nánosů a vrstev z betonového povrchu, v čištění či úpravě povrchu, zejména při sana2/2013

❚

cích narušených konstrukcí v selektivním odstraňování poškozených vrstev. Při těchto procesech je však nezbytné, aby paprsek rozšířil své působení na větší plochu povrchu. Dále tedy byly zkoumány některé způsoby rozptylu energie paprsku, jako jsou rotační paprsek, plochý paprsek, případně oscilující paprsek (obr. 1). Další experimenty byly zaměřeny na porušování pevného betonu třídy B55 – C45/55 – XF4 plochým pulzujícím paprskem. Výsledky byly porovnány s účinky paprsku plochého kontinuálního a rotačního kontinuálního i pulzujícího na stejném typu betonu. Plochý (vějířovitý) paprsek je v současnosti mimo okruh zájmu sanačních firem. Jelikož se jeho energie rozloží do poměrně velké šířky, není při běžně užívaných parametrech paprsků schopen beton dostatečně poškodit. Byl vyvinut pro určité speciální aplikace (čištění, odstraňování okují z povrchů apod.). Jiná situace však nastane, pokud jsou do plochého paprsku zavedeny vysokofrekvenční pulzace. Pulzující plochý paprsek je schopen při použití běžných vysokotlakých zařízení užívaných k sanacím porušit i pevný beton. Na zkušebních betonových trámcích byly vytvářeny drážky jednotlivými typy paprsků. Pro generování plochých paprsků byla použita plochá tryska Lechler typ 602 571 s úhlem rozstřiku 15° a ekvivalentním průměrem 2,05 mm. Pro generování rotačních paprsků byla využita rotační hlavice Barracuda osazená dvojicí trysek o průměru 1,19 mm. Tlak vody byl při všech zkouškách 30 MPa. Vzdálenost rozpojovaného betonu od trysky byla u plochého paprsku pulzujícího i kontinuálního udržována na 40 mm. Při použi-



tí rotačního kontinuálního paprsku byla vzdálenost od trysky 20 mm, u pulzujícího pak 40 mm z důvodu vyšší účinnosti ve větší vzdálenosti od trysky. Ultrazvukový výkon při řezání pulzujícími paprsky byl 630 W, akustický budič vytvářel akustické vlny o frekvenci 20 kHz. Rychlost řezání byla ve všech případech 0,2 m.min-1. U každé drážky byl změřen rozpojený objem, u vybraných drážek byla provedena makroskopická analýza nově vzniklého povrchu po řezání paprskem. Z celkového souboru drážek zkoumaných vzorků se prokázalo, že pulzující paprsek za stejných podmínek vždy rozpojí větší objem betonu, než paprsek kontinuální. Z výsledků dále vyplynulo, že plochý pulzující paprsek rozpojí cca 7,2krát větší objem betonu než plochý kontinuální paprsek za stejných podmínek. Při použití rotačního pulzujícího paprsku je tento poměr zhruba 2,9 vzhledem k rotačnímu kontinuálnímu paprsku. Zajímavé je porovnání účinnosti plochého pulzujícího paprsku s paprskem rotačním kontinuálním, který se běžně při sanacích používá. Ukázalo se, že plochý pulzující paprsek je schopen rozpojit zhruba dvojnásobný objem při jinak stejné energetické náročnosti. Jelikož akustická energie nutná k vytvoření pulzů v pulzujícím paprsku představuje zanedbatelnou část z celkové energie potřebné na generování paprsku (asi 1 až 2 %), pulzující plochý paprsek se může v budoucnu stát vážným konkurentem rotačních hlavic. Z makroskopické analýzy nově vzniklého povrchu po řezání jednotlivými typy paprsku vyplynulo, že zatímco kontinuální paprsky odstraní za daných zkušebních podmínek pouze povrchovou část cementového kamene, případně (u rotačního kontinuálního paprsku) jen částečně odkryjí kamenivo uvnitř betonu, pulzující paprsky odstraní cementový kámen až na kamenivo, které pak reliéfně vystupuje z nově vytvořeného povrchu. Betony s vrstvami odlišných fyzikálně-mechanických vlastností či narušené technologickou nekázní Experimentální výzkum byl prováděn na speciálních betonových vzorcích záměrně vyrobených ze dvou vrstev betonů s odlišnými parametry. Vrstvy betonu měly rozdílné výsledné fyzikálně-mechanické vlastnosti (zejména pevnosti), byla měněna skladba kameniva, 67

VĚDA A VÝZKUM

❚


druh cementu a vodní součinitel. Pro vizuální kontrolu byly vrstvy betonu výrazně barevně odlišeny použitím barevného pigmentu. Cílem zkoumání bylo ověření, zda je technologie pulzujícího rotačního vysokorychlostního vodního paprsku skutečně selektivní a zda při rozpojování dojde k snížení výkonu (snížení množství odebíraného materiálu) v okamžiku, kdy vodní paprsek pronikne k betonu vyšší kvality. Toto částečně simulovalo reálné použití technologie vodního paprsku při sanacích betonových konstrukcí, kdy odstraňujeme povrchovou vrstvu betonu určitým způsobem narušenou, s horšími fyzikálně-mechanickými vlastnostmi, a vrstvu betonu vyšší kvality se snažíme v co nejvyšší míře zachovat a dále nenarušovat. Pro experiment byl zvolen běžně užívaný rotační pulzující paprsek a opět porovnán s běžně užívaným paprskem rotačním kontinuálním. Na betonových vzorcích byly vytvářeny drážky oběma typy paprsku. Rotační hlavice Barracuda byla osazena dvojicí trysek o průměru 1,47 mm, tlak vody byl udržován na hodnotě 30 MPa. Vzdálenost rozpojovaného betonu od trysek byla u kontinuálního paprsku 20 mm, u pulzujícího 40 mm kvůli vyšší účinnosti. Ultrazvukový výkon při řezání pulzujícím paprskem byl 630 W a frekvence generování akustických vln 20 kHz. Proměnným parametrem, kterým se regulovala hloubka drážky, byla rychlost řezání (0,1 až 0,5 m.min-1). Ta byla postupně snižována, dokud nebylo dosaženo tvrdší probarvené spodní vrstvy betonu. Za stejných podmínek byly vyřezány drážky také kontinuálním paprskem. U každé drážky byl zjišťován rozpojený objem. Opět se prokázala vyšší účinnost pulzujícího paprsku v porovnání s kontinuálním. Pulzující paprsek rozpojí cca 2,3 až 6,3krát větší objem betonu za stejných podmínek. Vyšších poměrů je dosaženo zejména při vyšších rychlostech řezání, tedy při krátkém časovém působení paprsku na plochu. Zatímco energie kontinuálního paprsku v takovém případě k rozpojení povrchové vrstvy betonu nestačí, pulzující paprsek je schopen již velice slušně beton rozpojovat. Při nižších rychlostech řezání se rozdíly mezi oběma typy paprsků snižují. Podobných výsledků je možno dosáhnout také při konstantní rychlosti rozpojování a proměnném tlaku vody. Pulzující paprsek dříve (tedy při nižším 68

tlaku vody) překoná prahovou hranici, kdy již bude schopen beton rozpojovat. Účinky kontinuálního paprsku se projeví teprve při vyšších tlacích. Rovněž se prokázala schopnost obou paprsků selektivně odstraňovat narušenou vrstvu betonu. Po poměrně snadném odstranění porušené vrstvy bylo nutno vynaložit zvýšenou energii na desintegraci pevné, neporušené spodní vrstvy. Při hodnocení odolnosti speciálně vyrobených betonových vrstev proti působení vodních paprsků se ukázalo, že nejlépe odolává paprsku vrstva nenarušeného betonu (třída C20/25, bez technologické nekázně). O něco hůře dopadla vrstva betonu nedostatečně zhutněná a vrstva s vysokým podílem písku. Nejméně vydržely málo pevný beton (třída C12/15) a beton s vysokou dávkou záměsové vody. Betony vystavené působení agresivních prostředí a/nebo mrazu Tento výzkum byl zaměřen na desintegraci betonů vystavených působení mrazu, chloridů a síranů pomocí plochého pulzujícího i kontinuálního vysokorychlostního vodního paprsku. Betonové krychle o průměrné pevnosti 40 MPa byly rozděleny do několika skupin a každá skupina byla podrobena některé z korozivních zkoušek: • zkoušce mrazuvzdornosti (schopnost vzorků ve vodou nasyceném stavu odolávat opakovanému zmrazování a rozmrazování, betonové krychle byly vystaveny 100 cyklům zmrazování dle ČSN 731322), • zkoušce odolnosti betonu proti mrazu a chemickým rozmrazovacím látkám (vzorky vodou nasáklého betonu se uloží do misky s 3% roztokem NaCl tak, aby byly ponořeny na výšku 5±1 mm, ve zkušebním prostoru se podrobí střídavému zmrazování a rozmrazování; betonové krychle byly vystaveny sto cyklům zmrazování dle ČSN 731326), • působení chloridů (betonové vzorky byly na šest měsíců zcela ponořeny do roztoku NaCl), • působení síranů (betonové vzorky byly na šest měsíců zcela ponořeny do roztoku Na2SO4). Část vzorků byla uložena jako referenční. Na betonových krychlích všech skupin pak byly vytvářeny drážky pomocí vodních paprsků, u každé drážky byl zjištěn rozpojený objem, u vybraných

drážek byla provedena makroskopická analýza nově vzniklého povrchu po řezání paprskem. K vytváření drážek byla použita plochá tryska Lechler typ 602 571 s ekvivalentním průměrem 2,05 mm a s úhlem rozstřiku 15°. U pulzujícího paprsku vytvářel předřazený akustický budič akustické vlny o frekvenci 20 kHz. Tlak vody byl při všech zkouškách udržován na hodnotě 30 MPa. Vzdálenost rozpojovaného betonu od trysky byla 40 mm, ultrazvukový výkon při řezání pulzujícím paprskem byl nastaven na 630 W. Rychlosti řezání vzorků paprskem byly 0,1; 0,2; 0,4 a 1 m.min-1, pokud to stav konkrétního vzorku umožňoval. Na základě studia všech drážek vytvořených v betonových vzorcích se opět ukázalo, že pulzující paprsek je účinnější než paprsek kontinuální. Poměr mezi objemem odstraněným z vzorku pulzujícím a kontinuálním paprskem se však liší podle druhu a stupně degradace vzorku, případně podle rychlosti rozpojování. Nejmenší poměr byl zjištěn u vzorků po zkoušce odolnosti betonu proti mrazu a chemickým rozmrazovacím látkám (cca 1,1) při rychlosti řezání 0,4 m.min-1; při rychlosti 1 m.min-1 se poměr zvyšuje na 2,8. Naopak nejvyšší poměr byl zaznamenán u vzorků referenčních neporušených korozí při rychlosti 1 m.min-1 (cca 6,7). Poměr mezi 2,9 a 3,9 byl zaznamenán u vzorků uložených v roztoku NaCl a poměr od 2,8 do 4,5 u vzorků uložených v roztoku Na2SO4. U vzorků vystavených působení mrazu byl poměr zhruba 1,9. Po zkoušce odolnosti betonu proti mrazu a chemickým rozmrazovacím látkám byl povrch betonu již natolik rozpadlý, že hrubé kamenivo bylo v horní části obnaženo a cementový kámen včetně drobného kameniva byl ze vzorku částečně vydrolen. Zbývající narušená struktura cementového kamene a drobného kameniva byla pulzujícím či kontinuální paprskem lehce odstraněna až na hrubé kamenivo, které již nebylo při daných parametrech zkoušky z drážky odstraněno. Naopak u vzorků nenarušených korozí je obecně dosahováno nejlepších poměrů mezi pulzujícím a kontinuálním paprskem, neboť neporušenou a dostatečně pevnou strukturu betonu není kontinuální plochý paprsek při daných parametrech schopen výrazněji narušit. Pulzující paprsek naopak díky vy-


❚

2/2013

VĚDA A VÝZKUM

❚


Obr. 2 Betonové povrchy ošetřené pulsujícím oscilujícím paprskem (A) a kontinuálním oscilujícím paprskem (B) ❚ Fig. 2 Concrete surfaces treated by pulsing stream (A) and continual oscillating stream

2

sokofrekvenčnímu cyklickému zatěžování povrchu vzorku bez větších potíží odstraňuje cementový kámen, případně drobné kamenivo. Tato vlastnost se pak nejvýrazněji projeví při vyšších rychlostech řezání. U pevných betonů je zjištěný poměr (cca 7,2) ještě výhodnější ve prospěch pulzujícího paprsku. Určité nesnáze nastaly při řezání vzorků vystavených sto cyklům zmrazování: při nižších rychlostech se zcela rozpadaly z důvodu narušení struktury vzorku trhlinami bez ohledu na typ použitého paprsku. I když po zkoušce zmrazování nevykazovaly betony vizuálně žádné porušení, ukázalo se, že odolnost vůči průniku paprsku je zcela zanedbatelná. Lze tedy usuzovat na vnitřní porušení betonu, které vzniklo při zmrazování. Na základě této skutečnosti doporučujeme u vzorků betonu provádět další typy zkoušek, které by měly narušenou strukturu odhalit (pevnost povrchových vrstev betonu, zkoumání skutečné pórové struktury, nasákavost povrchových vrstev apod.). Makroskopická analýza potvrdila dřívější zjištění, že zatímco kontinuální paprsky odstraní za daných zkušebních podmínek pouze povrchovou část cementového kamene, případně u korodovaných vzorků částečně odkryjí kamenivo uvnitř betonu, pulzující paprsky odstraní cementový kámen až na kamenivo, které pak obnažené vystupuje z nově vytvořeného povrchu. Skutečná plocha povrchu vytvořeného pulzujícím paprskem je tak větší než u povrchu vytvořeného kontinuálním paprskem. P Ů S O B E N Í V O D N Í C H PA P R S K Ů NA BETON IN-SITU

Vzhledem k slibným výsledkům z laboratorních testů jsme přistoupili také k praktickým zkouškám odstraňování povrchových vrstev betonů v reál2/2013

❚

ném prostředí. Ve spolupráci s firmou Net, s. r. o., Staré Město pod Sněžníkem, která se zaměřuje na sanace betonových konstrukcí technologií vodního paprsku, byly realizovány zkoušky na silničním betonovém panelu pomocí běžného mobilního strojního zařízení používaného zmíněnou firmou při odstraňování poškozených vrstev při sanačních pracích. Polní zkoušky odstraňování povrchových vrstev standardního betonového panelu (pevnost v tlaku zhruba 40 MPa) uloženého v normálním venkovním prostředí (vliv mrazu a atmosférických par, bez chemických látek) po dobu osmnácti let proběhly in-situ (tedy na místě, v původním prostředí) pomocí kontinuálního a pulzujícího oscilujícího vodního paprsku. Experimentální zařízení sestávalo ze zdroje vysokotlaké vody, systému ke generování vysokofrekvenčních tlakových pulzací ve vysokotlakém systému a pásového manipulátoru, který umožňoval oscilační (kmitavý) pohyb trysky a zároveň posuvný pohyb kmitající trysky nad testovaným panelem. Vysokotlaká voda byla do trysky dodávána vždy jedním ze dvou plunžrových čerpadel podle typu použité trysky. Tlakové pulzace byly vytvářeny akustickým generátorem pulzů s frekvencí 20 kHz a maximálním akustickým výkonem 630 W. Ke generování vodních paprsků byly použity standardní průmyslové trysky různých průměrů s různou vnitřní geometrií. Použitý pásový manipulátor Aqua Cutter HVD-6000 pro plošné odstraňování povrchových vrstev vodním paprskem umožňoval programovatelný pohyb trysky nad povrchem. Povrchové vrstvy byly postupně odstraňovány z vrchní strany panelu kontinuálním oscilujícím a pulzujícím oscilujícím paprskem. Manipulátor po-


sunul řeznou hlavici k dalšímu kroku (o cca 50 mm) po čtyřnásobném průchodu oscilujícího paprsku po stejné ploše. Takto byly postupně ošetřeny plochy o rozměrech přibližně 470 x 130 až 250 mm. Poté byly změřeny hloubky penetrace vzhledem k původnímu povrchu na pěti nezávislých místech. Následně byl ze známých rozměrů ošetřené plochy a průměrné hloubky vypočítán rozpojený objem betonu. Ten dále sloužil jako měřítko účinnosti paprsku. Zkoušky proběhly při různých tlacích vody (30 až 200 MPa). Vzdálenost trysky od rozpojovaného povrchu byla zvolena 45, 50 resp. 60 mm podle optimální vzdálenosti konkrétního pulzujícího paprsku určené erozními zkouškami na hliníku. U zkoušek uskutečněných s pulzujícím paprskem byla budící amplituda akustického generátoru nastavena na 7 μm. Plošná rychlost desintegrace byla vzhledem k naprogramovanému oscilujícímu pohybu trysky přibližně 12 cm2s-1. Tato rychlost byla stejná pro všechny zkoušky. Experimenty se uskutečnily s následujícími průměry trysek: 0,81; 0,97; 1,07; 1,2; 1,4; 1,5; 1,7; 1,8 a 2,26 mm. Vzhledem k různým průměrům trysek, různým použitým tlakům a tudíž obtížnému porovnání účinnosti jednotlivých paprsků byl u každého paprsku vypočítán hydraulický výkon. Ten sloužil k porovnání ploch ošetřených různými způsoby (trysky s různou vnitřní geometrií od různých výrobců, paprsky generované při různých tlacích apod.), tedy pulsujícím paprskem generovaným při nižším tlaku vody a tradičně vysokotlakým kontinuálním vodním paprskem. V případě, že byly oba povrchy ošetřeny jak kontinuálním, tak pulzujícím paprskem za stejných pracovních podmínek a povrchy se nacházely zhru69

VĚDA A VÝZKUM

❚

SCIENCE AND RESEARCH Obr. 3 Poměr měrných energií potřebných k odstranění jednotkového množství betonu [kJ.cm-3] pro příslušný kontinuální a pulzující paprsek ❚ Fig. 3 Specific energy ratio needed to remove a unit of concrete [kJ.cm-3] for the specific continual and oscillating stream

3

ba na stejném místě panelu, porovnání účinnosti obou paprsků nečiní žádné potíže (obr. 2). Rozdíl je patrný na první pohled: zatímco kontinuální paprsek není schopen vrchní vrstvu betonu dostatečně rozpojit a je patrné pouze částečné vymytí poškozeného cementového kamene z povrchu panelu, pulzující paprsek snadno odstraňuje vrstvu betonu do požadované hloubky a vytváří vhodný podklad pro případnou aplikaci sanačních malt či ochranných vrstev. Objem betonu odstraněného pulzujícím paprskem je nejméně 3,8krát větší, než objem odstraněný paprskem kontinuálním za stejných pracovních podmínek. Ovšem v běžné sanační praxi se při odstraňování betonových vrstev pomocí klasických kontinuálních vodních paprsků používají mnohem vyšší tlaky vody (až 200 MPa). Při takovýchto tlacích je beton snadno porušován i kontinuálními paprsky. Proto jsme se rozhodli porovnat kontinuální paprsky generované při vysokých tlacích s pulzujícími paprsky generovanými několikanásobně nižším tlakem. Bylo porovnáno několik dvojic ošetřených ploch se zhruba stejným rozpojeným objemem materiálu, z nichž jedna plocha byla ošetřena kontinuálním a druhá pulzujícím paprskem. Z výsledků testů bylo zjištěno, že kontinuální paprsek by měl mít alespoň dvojnásobný hydraulický výkon, aby odstranil stejný objem betonu jako pulzující paprsek. Navíc musí být takový kontinuální paprsek generován při zhruba trojnásobném tlaku vody. Zatímco pulzující oscilující paprsek vytváří relativně pravidelný drsný povrch, kontinuální paprsek generovaný vysokým tlakem produkuje povrch tvořený převážně vytrháním cementových úlomků a drobného kameniva. 70

POROVNÁNÍ ÚČINNOSTI J E D N O T L I V Ý C H T Y P Ů PA P R S K Ů

Pro porovnání účinnosti jednotlivých typů trysek v konkrétních podmínkách při odstraňování povrchových vrstev betonu byly stanoveny měrné energie potřebné pro odstranění jednotkového objemu betonu [kJ.cm-3] pro kontinuální i pulzující paprsek. Poměr měrných energií kontinuálního a pulzujícího paprsku udává, kolikrát je technologie pulzujícího paprsku účinnější oproti klasickému paprsku kontinuálnímu (obr. 3). Do grafu byly vybrány řezy, které byly provedeny všemi tryskami za zhruba stejných pracovních podmínek. Účinnost je však výrazně ovlivněna vlastnostmi odstraňované betonové vrstvy, typem a parametry paprsku. Ukázalo se, že nejvýhodnější je použití pulzujících paprsků pro plošné odstraňování vrstev (plochý, oscilující a rotační paprsek). Nejméně výhodné je použití pulzujícího paprsku pro vytváření zářezů, i v tomto případě je ovšem pulzující technologie zhruba o polovinu účinnější oproti kontinuální. P Ř Í D R Ž N O S T S A N A Č N Í C H M A LT NA POVRCHU OŠETŘENÉM V O D N Í M I PA P R S K Y

Předchozí výzkum prokázal, že povrchy ošetřené pulzujícím paprskem mají větší skutečnou plochu než povrchy ošetřené paprskem kontinuálním. Tuto skutečnost bude možné využít v aplikacích, kde se u takto připraveného podkladu požaduje dobrá přilnavost nově nanášených vrstev v tahu i ve smyku. Schopnost nových vrstev přilnout k podkladu po požadovanou dobu životnosti konstrukce je jeden ze základních požadavků na ochranné vrstvy či sanační systémy pro beton. Adekvátní makroskopická drsnost podkladu poskytuje dobré mechanické ukotvení, velkou povrcho-

vou plochu pro stmelení a svrchní vrstva je mechanicky spojena s podkladem. Několik studií (např. [6], [7], [8] a [9]) potvrzuje fakt, že adhezní pevnost vrstev aplikovaných na povrchu ošetřeném technologií vodního paprsku bezpečně splňuje požadavky kladené v příslušných normách na betonové povrchy před sanací a zároveň překračuje hodnoty adhezní pevnosti získané při aplikaci dalších metod ošetření betonových povrchů, jako jsou pneumatická kladiva, suché a mokré otryskávání, čištění plamenem apod. Jelikož při aplikaci pulzujícího vodního paprsku vykazují povrchy větší drsnost a členitost než u kontinuálního paprsku [10], lze u povrchů upravených pulzujícím paprskem očekávat ještě lepší přídržnost správkové malty k podkladu, než je tomu u povrchů vytvořených kontinuálním paprskem. To potvrzují i výsledky studie Mazáčové a kol. [11]: při standardních laboratorních odtrhových zkouškách prováděných pomocí zařízení Coming OP 3 bylo zjištěno, že průměrná přídržnost v případě odtrhů na kontaktu malty s betonem byla o cca 38 % vyšší u povrchů ošetřených rotačním pulzujícím paprskem, než u povrchů ošetřených rotačním kontinuálním paprskem. Povrch upravený pulzujícím paprskem vykazoval vyšší stupeň narušení cementového tmele s částečným reliéfním odkrytím kameniva. Cementový tmel byl zřetelně odstraněn v okolí zrn kameniva, což umožnilo lepší přilnavost malty k podkladu. BETONOVÉ KONSTRUKCE V Y S TAV E N É P Ů S O B E N Í VYSOKÝCH TEPLOT

Aktuálně řešeným problémem je sanace betonových konstrukcí porušených vysokými teplotami a ohněm. Základní otázky ohledně teplotního vlivu na be-


❚

2/2013

VĚDA A VÝZKUM Literatura: [1] Sitek L., Foldyna J., Ščučka J., Švehla B., Bodnárová L., Hela R.: Concrete and rock cutting using modulated waterjets, Proc. of the 7th Pacific Rim Int. Conf. on Water Jetting Technology, Jeju 2003, Chung-In Lee, Seokwon Jeon, Jae-Joon Song (eds.), Korean Society of Water Jet Technology, 2003, p. 235–244, ISBN 89-95026-6-2 93550 [2] Sitek L., Martinec P., Foldyna J., Ščučka J., Bodnárová L., Hela R., Mádr V.: Ploché vodní paprsky při porušování betonu, In Sb. Mezinár. symp. Sanace 2008, Brno: SSBK, 2008, s. 416–426 ISSN 1211-3700 [3] Sitek L., Bodnárová L., Foldyna J., Hela R., Ščučka J., Jekl P., Nováková D.: Pulzující rotační vodní paprsek při odstraňování povrchových vrstev, In Sb. Mzinár. symp. Sanace 2007, Brno: SSBK, 2007, s. 341–348, ISSN 1211-3700 [4] Sitek L., Bodnárová L., Foldyna J., Nováková D., Ščučka J., Martinec P., Hela R., Mádr V., Hlaváč L.: Odstraňování povrchových vrstev korodovaných betonů vysokorychlostními vodními paprsky, In Sb. XIX. mezin. symp. Sanace 2009, Brno: SSBK, 2009, s. 296–307, ISSN 1211-3700 [5] Sitek L., Foldyna J., Wolf I., Klich J., Mazáčová R.: Příprava betonového povrchu před sanací pomocí kontinuálních a pulzujících oscilujících vodních paprsků, Sb. XX. mezin. symp. Sanace 2010, Brno, 2010, SSBK 2010, pp. 317–326, ISSN 1211-3700 [6] Galecki G., Maerz N., Nanni A., Summers D. A.: The need for quantifying waterjetted surface texture for RFP adhession, In Longman (ed.) Proc. of the 18th Intern. Conf. on Water Jetting, Gdaňsk: BHR Group, 2006, s. 347–356, ISBN 1 85598 080-0 [7] Sakada S., Adachi I., Yahiro T., Mitunobu Y.: Effects of surface treatment on bond strength between new and old concrete using the waterjet method, In Vijay M.M. et al. (eds) Proc. 5th Pacific Rim Int. Conf. on Water Jet Technology, New Delhi: Allied Publ. Ltd., 1998, s. 561–566 [8] Momber A.: Hydrodemolition of Concrete Surfaces and Reinforced Concrete, Elsevier Ltd., Oxford 2005 [9] Bodnárová L., Wolf I., Hela R., Válek J.: Užití vysokorychlostního vodního paprsku pro ošetření povrchu betonu – hodnocení vlastností betonů otryskaných vysokorychlostním vodním paprskem. In: Sitek, Zeleňák (eds.) Sb. mezinár. konf. Vodní paprsek/Water Jet 2011, Ostrava: ÚGN, 2011, s. 25–37, ISBN 978-80-86407-23-4 [10] Sitek L. Foldyna J., Ščučka J., Młynarczuk M., Sobczyk J.: Quality of bottom surface of kerfs produced by modulated jets. In Lake (ed.) Proc. of the 16th Intern. Conf. on Water Jetting, Aix-en-Provence: BHR Group, 2002, s. 359–368, ISBN 1 85598 042 8 [11] Mazáčová R., Ščučka J., Sitek L., Foldyna J., Hurta J.: Přídržnost sanační malty k povrchu betonu upravenému vodním paprskem, In: Sitek (ed.) Sb. mezin. konf. Vodní paprsek/Water Jet 2009, Ostrava: ÚGN, 2009, s. 136–145, ISBN 978-80-86407-81-4

2/2013

❚

❚

ton zahrnují nejen komplexní identifikaci změn, k nimž dochází v cementové matrici, ale i transportních jevů. Analýza je komplikovaná také s ohledem na skutečnost, že cementový beton je kompozit mimo jiné složený ze dvou podstatně odlišných složek: cementového tmele a kameniva. Různé druhy kameniva se navíc liší svým mineralogickým složením. Pokud se minerály zahřívají, jsou charakterizovány metamorfními změnami, které jsou typické a rozdílné pro každý minerál. Konečným efektem mnoha probíhajících změn, ke kterým dochází v zahřívaném betonu, jsou odlišné výsledné fyzikální, tepelné a mechanické vlastnosti. Teplota požáru ovlivňuje nejen pevnost, ale i ostatní charakteristiky betonu, jako například modul pružnosti. Rozsah degradace železobetonové konstrukce vlivem působení vysokých teplot je závislý zejména na parametrech působícího teplotního zatížení a parametrech materiálu, který je tepelné expozici vystaven. V současné době spolupracují pracoviště Ústavu geoniky a Fakulty stavební VUT v Brně na řešení projektu Grantové agentury České republiky P104/12/1988 „Studium interakce složek cementových kompozitů při působení vysokých teplot.“ Znalosti získané studiem procesu porušování betonu při vysokých teplotách a zkušenosti při odstraňování degradovaného betonu pomocí technologie vysokorychlostních vodních paprsků napomohou nejen k prohloubení poznatků v oblasti chování cementových kompozitů při tepelném namáhání, ale i při následné aplikaci technologie vodních paprsků během odstraňování betonů již porušených vysokými teplotami.


ší ochranné povlaky a aplikované sanační hmoty. Technologie vodních paprsků je v současnosti nejčastěji používanou metodou pro odstraňování degradovaných vrstev betonů silničních a dopravních staveb. Výzkumné aktivity jsou zaměřeny jednak na inovace v oblasti vodních paprsků a dále na studium procesu interakce vodních paprsků s betony, které byly vystavené cyklickému působení mrazu, působení mrazu a chemických rozmrazovacích látek a vystavené působení vysokých teplot. Problém odolnosti cementových betonů vůči vysokým teplotám se stal aktuální zejména po stále častějších autonehodách (především nákladních automobilů) v silničních tunelech s následkem požáru. Poznatky získané zkoumáním zmíněných oblastí umožní efektivní využití technologie vodních paprsků při sanacích takto zatížených staveb. Článek byl vypracován v rámci projektu Institut čistých technologií těžby a užití energetických surovin, reg. č. CZ.1.05/2.1.00/03.0082 podporovaného OP Výzkum a vývoj pro Inovace, financovaného ze strukturálních fondů EU a ze státního rozpočtu ČR. Práce byla podpořena GA ČR, projektem č. P104/12/1988 a MPO ČR, projektem č. FR-TI3/733. Autoři děkují za podporu. Ing. Libor Sitek, Ph.D. tel.: 596 979 323 e-mail: [email protected] Ing. Josef Foldyna, CSc. tel.: 596 979 328 e-mail: [email protected] Ing. Jiří Klich tel.: 596 979 312

Z ÁV Ě R

Výzkum odstraňování povrchových vrstev betonů pomocí různých typů vysokorychlostních vodních paprsků založený na zkouškách v laboratořích i polních aplikacích prokázal ve všech případech vyšší účinnost pulzujících paprsků v porovnání s odpovídajícími kontinuálními paprsky. Nejvyšší účinnosti pulzující technologie je dosahováno při použití trysek, které umožňují rozprostření energie paprsku na větší plochu tryskaného povrchu (plochý, oscilující či rotační paprsek). Pulzující paprsky lépe odstraňují prostor mezi hrubým kamenivem, čímž vzrůstá plocha ošetřeného povrchu. Takový povrch pak lépe mechanicky ukotví nejrůzněj-


e-mail: [email protected] všichni: Ústav geoniky, AV ČR, v. v. i. Studentská 1768, 708 00 Ostrava–Poruba www.ugn.cas.cz Ing. Lenka Bodnárová, Ph.D. Fakulta stavební VUT v Brně Ústav technologie stavebních hmot a dílců Veveří 95, 662 37 Brno tel.: 541 147 511 e-mail: [email protected] www.fce.vutbr.cz Text článku byl posouzen odborným lektorem.

71

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE

❚

STANDARDS • QUALITY • CERTIFICATION

ZMĚNY V POSUZOVÁNÍ SHODY STAVEBNÍCH VÝROBKŮ VYVOLANÉ NAŘÍZENÍM EP A RADY (EU) č. 305/2011 O STAVEBNÍCH VÝROBCÍCH – 2. ČÁST ❚ CHANGES IN CONFORMITY ASSESSMENT OF CONSTRUCTION PRODUCTS INTRODUCED BY CONSTRUCTION PRODUCTS REGULATION No. 305/2011/EU – PART 2 Jozef Pobiš V článku jsou uvedeny změny v terminologii. Terminologická změna obnáší v některých případech i změnu obsahovou. Nejvýznamnější změnou je nahrazení prohlášení o shodě prohlášením o vlastnostech. Významná změna pro výrobce je i zavedení zjednodušených postupů posuzování shody a další zjednodušení posuzování shody pro mikropodniky. ❚ The article mentions changes in terminology. Terminological change brings in some cases even contents changes. The most significant change is the replacement of the declaration of conformity by the declaration of performance. Significant change for the manufacturer is the introduction of a simplified assessment procedures and further simplification of conformity assessment for micro-enterprises.

ZMĚNY V TERMINOLOGII

Ujasnění pojmů je v CPR v čl. 2 „Definice“. Překlad CPR do češtiny zavádí některé odlišné názvy v porovnání se CPD, na které si subjekty, jichž se CPR týká, budou muset zvyknout. Např.: podle CPD český notifikovaný orgán vystavoval u systému posuzování shody 1 a 1+ „ES certifikát shody“, od 1. července 2013 bude oznámený subjekt vystavovat „ES osvědčení o stálosti vlastností“. Z M Ě N Y: P R O H L Á Š E N Í O VLASTNOSTECH (POV)

Povinnost výrobců vypracovat POV je jednou z nejzásadnějších změn, kterou zavedlo CPR. Tuto povinnost stanoví čl. 4, obsah POV vysvětluje čl. 6 a příloha III, a způsob poskytování řeší čl. 7 CPR. CPR jednoznačně přesouvá odpovědnost za volbu správného výrobku na zhotovitele a projektanty, přičemž označení CE stavebního výrobku dokládá, že POV pro tento výrobek existuje a že ten, kdo POV vydal, garantuje shodu výrobku s tímto POV. Odběratel stavebního výrobku nebo projektant se z předloženého POV přímo dostane k informaci o základních charakteristikách výrobku. Nesmí být vystaveno „prázdné“ POV, musí v něm být minimálně jedna základní charakteristika vztahují72

Tab. 1 Porovnání odpovídajících pojmů používaných v CPD a CPR ❚ Tab. 1 Comparison of corresponding terms used in CPD and CPR

CPD CPR System of Attestation of System of Assessment and Conformity (AoC) Verification of Constancy of Performance (AVCP) Systém posuzování Systém posuzování shody a ověřování stálostí vlastností Declaration of Conformity Declaration of Performance (DoC) (DoP) Prohlášení o shodě Prohlášení o vlastnostech Essential Requirements Basic Requirements for Construction Works (BRCW) Základní požadavky Základní požadavky na stavby Characteristics Essential characteristics Charakteristiky Základní charakteristiky Initial type-testing Determination of product type Počáteční zkoušky typu Stanovení typu výrobku European Technical European Technical Approval (ETA) Assessment (ETAs) Evropské technické Evropské technické schválení posouzení Approval Body (AB) Technical Assessment Body (TAB) Schvalovací orgán Subjekt pro technické posuzování Notified Body Notified Body Notifikovaný orgán Oznámený subjekt

cí se k zamýšlenému použití nebo k zamyšleným použitím stavebního výrobku. Dle čl. 4 se POV vypracuje, vztahuje-li se na výrobek harmonizovaná norma, nebo je výrobek v souladu s evropským technickým posouzením. Existuje ještě možnost vypracovat POV, pokud je výrobek posouzen v souladu se specifickou technickou dokumentací u zjednodušených postupů posuzování shody. K stavebním výrobkům, na které bylo vypracováno prohlášení o shodě, se připojí označení CE. Kopie POV se poskytne buď v tištěné podobě nebo elektronickými prostředky. Na požádání se příjemci poskytne kopie POV v tištěné podobě. Zpřístupnění na internetové stránce řeší čl. 7 (3). Očekává se, že podmínky stanovené Komisí prostřednictvím aktů v přenesené pravomoci budou uveřejněny začátkem roku 2014. Výjimky z povinnosti vypracovat POV jsou vyjmenovány v čl. 5. Jedná se o jednotlivou zakázku pro konkrétní stavbu, kde bezpečné zabudování vý-

robku do stavby je na odpovědnosti osob, které ručí dle vnitrostátních předpisů za bezpečné provedení prací. Další výjimkou je, když je výrobek vyroben na staveništi za účelem jeho zabudování do příslušné stavby a v případě, že je výrobek vyroben tradičním způsobem do památkově chráněných staveb. Z M Ě N Y: Z J E D N O D U Š E N É P O S T U P Y P O S U Z O VÁ N Í S H O D Y

Zjednodušené postupy posuzování shody jsou popsány v čl. 36–28. Článek 36 CPR zakotvuje právní rámec pro zjednodušené postupy, které jsou používány již nyní v rámci CPD, i když pro ně v CPD není přímá opora. Hlavním cílem zavedení zjednodušených postupů je omezit opakované zkoušení stejného stavebního výrobku. • Výrobce může uzavřít dohodu o využití zkoušek stejného výrobku, provedených u jiného výrobce, pokud se jedná o shodný typ a majitel zkoušek toto využití povolí, u systémů „1+“ a „1“ ověří použití příslušné technické dokumentace oznámený subjekt. • Jestliže výrobce dodává na trh systém sestávající ze součástí, jejichž poskytovatel již zkoušky provedl a povolí toho využít; u systémů „1+“ a „1“ ověří použití příslušné technické dokumentace oznámený subjekt. Čl. 37 a 38 umožňuje výrobcům použít pro posouzení shody „specifickou technickou dokumentaci (STD)“, dle definice je to: „dokumentace prokazující, že metody v rámci příslušného systému pro posuzování a ověřování stálosti vlastností byly nahrazeny jinými metodami, pokud jsou výsledky získané těmito jinými metodami rovnocenné s výsledky získanými zkušebními metodami příslušných harmonizovaných norem“. Toto (STD) se jeví být do budoucna problémem, protože se neví, co to vlastně je za dokument – národní nebo podniková norma? U systému posuzování shody 3 a 4 není umožněn specialistům z řad oznámených subjektů přístup k STD, u systému „1“ nebo „1+“ navíc hrozí, že oznámené subjekty nebudou postupovat jednotně při ověření STD.


❚

2/2013

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE

Dle čl. 38 je umožněno použít zjednodušených postupů s využitím STD i na stavební výrobky, na něž se vztahují harmonizované normy, jsou vyráběny jednotlivě nebo nesériově na zakázku na zvláštní objednávku a jsou zabudovány do jedné stanovené stavby. Z M Ě N Y: Z J E D N O D U Š E N É P O S T U P Y P O S U Z O VÁ N Í S H O D Y – MIKROPODNIKY

Čl. 37 umožňuje navíc mikropodnikům nahradit postup posouzení 3 postupem posouzení 4. (Mikropodnikem ve smyslu evropské klasifikace je podnik s méně než deseti zaměstnanci a obratem menším než 2 M € ročně.) I když CPR je založeno na CPD, je zřejmé, že zavedením nových ustano-

2/2013

❚

❚

STANDARDS • QUALITY • CERTIFICATION

vení nebude přechod od CPD k CPR jednoduchou záležitostí. Lze předpokládat absenci oficiálních výkladových dokumentů k výše uvedeným změnám. EK má možnost v rámci své pravomoci vydávat implementační opatření (akty přenesené pravomoci), avšak až po nabytí plné účinnosti CPR, tj. od 1. července 2013. Vydání takových opatření samozřejmě předchází poměrně složitý a zdlouhavý proces konzultací a schvalování. Do 25. dubna 2016 předloží Komise Evropskému parlamentu a Radě zprávu o provádění tohoto nařízení založenou na zprávách předložených členskými státy a dalšími příslušnými zúčastněnými subjekty a případně připojí vhodné návrhy.


Ukazuje se, že je dost nejasností i ohledně přechodného období, které končí 1. července 2013. Problémy signalizují hlavně výrobci sypkých balených stavebních hmot, a to hlavně z důvodu využití obalů, na kterých je připojeno označení CE v souladu s CPD. V dalším pokračování se autor článku bude zabývat na základě zkušeností popsaných výrobci praktickými dopady CPR na uvádění výrobků na trh. Ing. Jozef Pôbiš Technický a zkušební ústav stavební Praha, s. p. Prosecká 811/76a, 190 00 Praha 9 tel.: 286 019 427 mob.: 734 432 075 e-mail: [email protected]; www.tzus.eu

73

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

ŠTĚRBŮV BETONÁŘSKÝ SLOVNÍK Milan Senko

Česká betonářská společnost (ČBS) a Svaz výrobců betonu ČR (SVB ČR) uvedli začátkem roku 2013 společně do provozu novou webovou aplikaci – technický čtyřjazyčný slovník zaměřený na betonové stavitelství. Slovník je dostupný na adrese www.condict.eu (concrete dictionary) pro zájemce zdarma. Jazykový základ slovníku vychází z dlouhodobé práce Ing. Alaina Štěrby, jenž ho původně vytvářel pro svou potřebu. Během let se dílo rozrostlo, a byla by škoda neuplatnit ho v širším měřítku. Proto ČBS a SVB ČR společně slovník odkoupili s úmyslem jeho poskytnutí k užívání široké veřejnosti. V souvislosti s postupující integrací evropských států vystupuje do popředí základní smysl slovníku – zpřístupnit porozumění zahraniční literatuře. V ČR je přijato mnoho z evropské technické normalizace a tyto normy stanovují obvykle i terminologii. Slovník obsahuje jak termíny uvedené v evropských technických normách, celou řadu víceslovných výrazů a běžně užívané zkratky. Bude z něho těžit jak odborník stavař, který technicky, prakticky či vědecky ovládá potřebnou terminologii, tak i jazykový odborník. POPIS SLOVNÍKU

Slovník, v současné podobě, umožňuje překládat výrazy mezi čtyřmi jazyky (obr. 1), angličtinou, francouzštinou, němčinou a češtinou, a pro každý z nich má přes deset tisíc hesel. Význam angličtiny netřeba připomínat, jsou v ní už nyní dostupné i mnohé čínské publikace. Němčina je pro Česko důležitá nejen pro cennost německých, rakouských a švýcarských publikací, ale také proto, že v našem stavebnictví působí mnoho německých a rakouských společností. Francouzský jazyk není zastoupen pouze pro historický význam Francie pro betonové stavitelství, důležité je i zpřístupnění textů francouzsky publikujících autorů ze Švýcarska, Kanady, Belgie a Francie. Hesla slovníku jsou roztříděna do desítky oborů a několika dalších podoborů se samostatným vyhledáváním. Slovník je zaměřen především na stavebnictví, zvláště betonové, na technologii betonu (včetně trvanlivosti a odolnosti proti vlivům prostředí), a tím i na složky betonu a malt (cement, ka-

menivo, přísady, příměsi) a vyztužování (ocel, předpětí, vlákna). Pro šíři navazující problematiky slovník obsahuje i další výrazy ze stavebnictví a architektury (hlavně pojmy ve vztahu k objektům a jejich konstrukčním částem), z navazujících vědních oborů (např. statiky, dynamiky, tepelné techniky, akustiky, matematiky včetně statistiky, chemie) a příbuzných technických oborů (např. technických materiálů, strojírenství a dopravy). V pojmech je zahrnut výzkum a vývoj, projektování, provádění a kontrola kvality (zkušební činnost, hodnocení shody). Pro návaznost na hospodářský a společenský život obsahuje slovník výrazy z oblasti ekonomiky (např. organizace, organizační jednotky, hospodárnost, právo a úřední záležitosti) a životního prostředí (např. udržitelný rozvoj, spotřeba primární energie, zdraví a bezpečnost). Dílo je doplněno i o některé obecné pojmy používané v odborné literatuře. K mnoha heslům slovníku jsou uvedeny jazykové zdroje překladu a příležitostně i webový odkaz vedoucí na stránky s výkladem náležitého výrazu. Webová aplikace podporuje intuitivní ovládání. Vyhledávání hesel našeptává, tj. nabízí výrazy stejného tvaru jako uživatelem zadávané slovo, popř. jeho část. Zajímavá je možnost zobrazení překladu pojmu ve dvou až třech jazycích současně. Počítá se i s možností rozšíření slovníku o další jazyky. Z ÁV Ě R

ČBS a SVB ČR děkují tvůrci slovníku Ing. Alainu Štěrbovi za jeho vytvoření, ale i za četné rady, připomínky a aktivní spoluúčast při výrobě výsledné webové aplikace. Věříme, že slovník bude pro zájemce užitečným nástrojem usnadňujícím práci s cizojazyčným textem. Milan Senko Svaz výrobců betonu ČR e-mail: [email protected]

Obr. 1 „Okno“ čtyřjazyčného Štěrbova betonářského slovníku s vysvětlivkami

1

jazyk vyhledávání

jazyk překladu max. 3 jazyky

hledané slovo (nemusí být přesné)

nalezené překlady

našeptávání tvaru hledaného slova

vybraný překlad

webový odkaz na výklad výrazu

doplňující informace k vybranému překladu

74


❚

2/2013

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

ŠTĚRBA`S CONCRETE DICTIONARY Milan Senko

At the beginning of 2013, the Czech concrete society (ČBS) and the Concrete producers organization Czech Republic (SVB ČR) together launched a new web application – four languages technical dictionary with special focus on concrete construction. The dictionary is available on www.condict.eu (concrete dictionary) free of charge. The language of the dictionary is based on long term work of Mr. Alain Štěrba, who – at the beginning – was creating this for his own needs. During the years the work had grown to a much bigger extent and it was realized that it would be a shame if it was not made open to other users as well. Therefore ČBS and SVB ČR have together bought the dictionary with the intent to make it available to wide public. The developing integration of European countries brings to the forefront the basic function of such a dictionary – to understand and comprehend foreign expert literature. In the CR we have adopted a lot of European technical standards and these standards also set the “international” terminology. The dictionary includes primarily this vocabulary of European technical standards, a whole number of multi-word expressions and commonly used abbreviations. The dictionary intents to bring main benefits to not only experts in engineering – civil engineers who know the necessary technical, practical or scientific vocabulary, but also to language experts. D E S C R I P T I O N O F T H E D I C T I O N A RY

The dictionary in its current form enables to translate expressions from and into four languages (fig. 1), English, French, German and Czech; for each language it contains over 10,000 entries. It is not necessary to mention the importance of English, even many Chinese works are now available in English. German is important for the Czech Republic not only for the value of German, Austrian and Swiss information but also because a number of German and Austrian companies are active on the Czech construction market. French is included not only for its historical importance for concrete construction industry but because it helps to understand works of the French speaking authors from Switzerland, Canada, Belgium and of course France. The entries are classified into branches with several sub-

branches that allow individual retrieval. The dictionary focuses on civil engineering, especially concrete, concrete technology (incl. sustainability and environmental resistance), consequently on concrete components and mortars (cement, aggregate, admixtures, additives) and reinforcements (steel, prestressing, fibres). This wide field consequently requires more vocabulary from construction, architecture (especially expressions related to objects and their construction parts), connected scientific fields (statics, dynamics, thermal technics, acoustics, mathematics, incl. statistics and chemistry) and related technical fields (materials, machinery and transportation). It includes also vocabulary related to research and development, design and quality control (testing, conformity assessment). As this expert field is closely connected to economical and social field, the dictionary also includes expressions from these areas – economy (e.g. organization, organizational units, economy, law and administration) and environment (e.g. sustainability, primary energy consumption, health and safety). The whole work includes also some general expressions used in specialized literature. Many entries include sources and sometimes also a link to websites with explanation of the respective expression. The web application command is intuitive. It uses autosuggest, i.e. offers expressions of the sought word. The most interesting feature is the possibility to view the sought word in two or three languages simultaneously. We also count on expanding the dictionary and including other languages. CONCLUSION

The ČBS and SVB ČR would like to thank the author, Mr. Alain Štěrba, for his work and his extensive advice, comments and input, and his valuable cooperation during processing. We believe that the dictionary will be a useful tool for its users and will facilitates their jobs including texts in foreign languages. Milan Senko Svaz výrobců betonu ČR e-mail: [email protected] Fig. 1 “Print screen” of the four-language Štěrba´s concrete dictionary with explanations

1

first language

language of translation, 3 languages maximum

searched word (not necessarily exact)

selected translation

autosuggest of expression

translations found

link to

supplementary information to selected expression

2/2013

❚


75

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

REŠERŠE ZE ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ FA S Á D A S N O S N O U F U N K C Í

V předchozích obdobích byla jakákoliv snaha spojení estetického vzhledu fasády s její nosnou funkcí vystavena velkému množství různých omezení z hlediska předpisů. Současný pokrok v prefabrikovaných technologiích však umožňuje nový přístup k těmto otázkám. Jedním z příkladů úspěšného řešení fasády, které využívá nových poznatků v oboru, je projekt Ohligsmühle v německém Wuppertal-Elberfeldu, který bude dokončen během letošního jara. Nejnápadnějším rysem budovy je její bohatě profilovaná fasáda se zasklením na celou výšku podlaží. V novém komplexu jsou používány betonové architektonické výrazové prvky, které mají významnou nosnou funkci v nosném systému konstrukce a současně plní i požadavky tepelně-izolační. Různé prvky fasády jsou dle svých funkcí sdružovány do skupin a jsou z nich vytvářeny prefabrikované jednotky. Tento přístup výrazně zkrátil dobu montáže všech fasád komplexu. Fasádní systém byl navržen a postaven během deseti měsíců (září 2011 až červen 2012). Mezioborová spolupráce architektů, statiků a zástupců výroby prefabrikátů umožnila realizovat funkční fasádu vysoké estetické hodnoty v krátkém čase za přijatelných finančních nákladů. Precast element production: Project report: Facade with a load-bearing function, Ed. Züblin AG, BFT International 3-2013, str. 26–28

Z P R ÁVA O S TAV U S T Ř E C H Y S TA D I O N U J A W A H A R L A L A NEHRU

Stadion Jawaharlala Nehru v Novém Dílí byl navržen pro úvodní a závěrečný ceremoniál Her Britského společenství v roce 2010. Stávající stadión byl postaven v roce 1982 a v roce 2010 bylo shledáno, že „kotel“ stadionu vyžaduje ze dvou důvodů zásadní obnovu: a) návrhová pravidla prošla výraznými změnami, zejména v oblasti odolnosti konstrukcí vůči seismickému zatížení, b) konstrukce byla během let jen sporadicky udržována. Dalším požadavkem bylo vybudovat zastřešení tribun. Základy a konstrukce tribun stadionu jsou betonové. Podpůrná konstrukce střechy a vlastní konstrukce střechy jsou ocelové. Článek popisuje retrofiting a rekonstrukci stávajících betonových konstrukcí a výstavbu nové lehké 76

1

ocelové konstrukce střechy navržené na základě posledního výzkumu a vývoje v této oblasti. Roy B. C., Goeppert K., Stockhusen K.:

ZAPOMENUTÍ INŽENÝŘI, PIONÝŘI SKOŘEPINOVÝCH KONSTRUKCÍ RUSKÉ AVA N T G A R D Y

Článek představuje popis návrhu konstrukce pro hlavní stadion Světových her (celosvětová soutěž v neolympijských sportech, obdoba Olympijských her, pozn. red.), které se v roce 2009 konaly v Kaohsiungu na Thaiwanu. Tři zcela nové koncepty, zatím neviděné na jiných stadionech, byly navrženy a realizovány: otevřený stadion, městský park a spirálová spojitá forma zastřešení. Jednoduché konzolovitě vyložené příhradové soustavy jsou citlivě rytmicky uspořádané v polouzavřené spirále střechy vybíhající daleko do městského parku. Článek je zaměřen na popis neobvykle konstrukce stadionu, koncept a konstrukční analýzu střechy a návrh založení a konstrukce tribun. Pro pilotové základy, nosnou konstrukci tribun a vlastní tribuny byl použit železobeton, konstrukce lehké střechy je ocelová. Příprava stavebních prací začala v září 2006 a stadion byl úspěšně dokončen v lednu 2009.

U příležitosti 125. výročí narození Franze Antona Dischingera (1887 až 1953) se ve Wedding-kampusu Berlínské technické university konalo 18. a 19. října 2012 mezinárodní sympozium „Pionýři skořepinových konstrukcí – skořepinoví průkopníci“. Vedle přednášky o životě a díle předního německého průkopníka skořepinových konstrukcí Franze Antona Dischingera byly předneseny zprávy o vývoji skořepinových konstrukcí v Itálii, Španělsku a Belgii. Byl prezentován dlouhý výzkum a vývoj tohoto typu železobetonových konstrukcí od počátečních zkoušek modelů na počátku 20. století až po poslední realizace. V článku jsou však představeny i informace o vývoji tohoto typu konstrukcí na území bývalého Sovětského svazu. Práce ruských inženýrů byly zmíněny i během uvedené konference, publikovaná esej však dává více prostoru představit činnost ruských avantgardních inženýrů a vědců jak v kontextu mezinárodního vývoje, tak specifických podmínek Sovětského svazu. Ze závěrů textu je zřejmé, že systematický výzkum této oblasti na území bývalého Sovětského svazu zůstává zatím nesplněným přáním badatelů.

Watanabe H., Tanno Y., Nakai M., Ohshima T.,

Zalivako A.: Vergessene Ingenieure.

Sigiuchi A., Lee W. H., Wang J.: Structural

Die Schalenbau-Pioniere der Russischen

Design of Kaohsiung Stadium, Taiwan, Structural

Avantgarde, Beton- und Stahlbetonbau 108

Engineering International 1/2013, str. 75–79

(2013), Heft 2, str. 124–139

State-of-the-Art Roof for the Jawaharlal Nehru Stadium, Structural Engineering International 1/2013, str. 18–22

N ÁV R H K O N S T R U K C E S TA D I O N U K A O H S I U N G N A TA I W A N U


❚

2/2013

AKTUALITY Obr. 1 Fasáda nové budovy Ohligsmühle spojuje estetiku s funkčností

Výrobci betonového zboží nabízejí své produkty s povrchy ve fotokatalyticky aktivní úpravě již řadu let. Ve spolupráci s Heidelberg Cement AG byl vyvinut softwarový nástroj pro kvantitativní zhodnocení účinnosti takových povrchů v určité zeměpisné poloze. Ve spolupráci s městem Stuttgart byl zahájen modelový projekt měření na ulici Hehenheimer. Naměřené hodnoty jsou porovnávány s modelovými výpočty. Současné dosažené výsledky ukazují, že efektivita působení fotokatalýzy pro zlepšování ovzduší nad účinnou vrstvou je významně ovlivněna rychlostí proudění vzduchu nad sledovaným povrchem. Flassak T., Reuter U., Riffel S.: Photocatalysis in concrete terms, Modeling and measuring for the Hohenheimer Strasse model project in Stuttgart, Germany, BFT International 02-2013, str. 33–35

M I N I M A L I Z A C E M AT E R I Á L U V BETONOVÝCH KONSTRUKCÍCH

Současný život se neobejde bez betonových konstrukcí. Více méně všude nás obklopuje uměle postavené prostředí, tj. budovy a inženýrské konstrukce: soukromý a profesní život, cestování, přeprava materiálů, komunikace atd. Pro mnohé z nich je nevyztužený či vyztužený beton nejvhodnějším materiálem. Je relativně snadné 2/2013

❚

TOPICAL SUBJECTS

Obr. 2 a) Letecký pohled na Kaohsiung stadion, Taiwan, b) ochoz v úrovni nosné konstrukce tribun 2a

F O T O K ATA LÝ Z A V B E T O N O V É M P O J E T Í – M O D E L O VÁ N Í A V Y H O D N O C O VÁ N Í M Ě Ř E N Í MODELOVÉHO PROJEKTU NA HOHENHEIMER STRASSE V NĚMECKÉM STUTTGARTU

❚

a levné ho vyrobit a přepravit na místo výstavby, je robustní a tvarovatelný dle bednění. Přesto je mnoho důvodů, proč se dále zabývat betonem a betonovými konstrukcemi tak, aby se daly využít nové ideje a myšlenky zaměřené na inovativní materiály a konstrukční řešení. Vědci a výzkumníci mnoha oborů v roce 2009 vytvořili v Německu mezioborový tým, který se zaměřil na studium možností snižování materiálové náročnosti betonových konstrukcí. V týmu jsou zastoupeni pracovníci prestižních německých univerzit a členové odborných společností. Program získal podporu Deutche Forschungsgemeinschaft (DFG). Curbach M., Scheerer S.: Minimized use of materials in concrete construction, BFT International 02-2013, str. 10–12

Z L E P Š E N Í K VA L I T Y A Ú Č I N N O S T I U RY C H L O VA Č Ů TVRDNUTÍ BETONU

První část článku byla nazvána „C-S-H: A state–of-the-art concept to accelerate concrete hardening“ (BFT International 01/2013, p. 44) a byly v ní popsány principy „seeding“ technologie. Druhá část článku prezentuje výsledky laboratorního ověřování použití technologie a uvádí příklady praktického využití nové technologie na pěti stavbách. Dittmar S., Hauck H. G.: Improving quality and efficiency with hardening accelerators, BFT International 03-2013, str. 36–44


2b

VYSOCE DUKTILNÍ BETON S K R ÁT K Ý M I V L Á K N Y

Vysoce duktilní betony vyztužené krátkými vlákny jsou cementem vázané materiály vysokých užitných vlastností, které vykazují tahové zpevnění po vzniku trhlin a mají přetvárnou kapacitu cca 300krát větší než běžně používané druhy betonu. Článek popisuje materiálové složení těchto betonů a výhody a vhodnost jejich použití v konstrukcích. Mechtcherine V.: Highly ductile concrete with short fibres, BFT International 02-2013, str. 15–16

E X P E R I M E N TÁ L N Í V Y Š E T Ř O VÁ N Í ŠÍŘKY SMYKOVÉ OBLASTI JEDNOPÓLOVÉ MOSTNÍ DESKY

Požadavky na nosnou kapacitu mostních konstrukcí vzrůstají úměrně vzrůstu intenzity dopravy během posledních dekád. Vedle toho se změnila návrhová pravidla uváděná v německých normových předpisech směrem k menší smykové kapacitě železobetonových prvků bez smykové výztuže. Z toho důvodu smyková kapacita velkého počtu stávajících betonových mostních desek bez smykové výztuže nemůže být dostatečná. Z uvedených důvodů je smykové chování mostních desek vyšetřováno za finanční podpory z Bundesanstalt für Straßenwesen (BASt). Článek představuje výsledky experimentálního výzkumu šířky smykové oblasti u prostě podepřených jednopólových mostních desek bez smykové výztuže. Reißen K., Hegger J.: Experimentelle Untersuchungen zur mitwirkenden Breite für Querkraft von einfeldringen Fahrbahnplatten, Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 2, str. 96–103

77

BETON V ARCHITEKTUŘE 2013 Ve dnech 23. až 26. března proběhl v areálu Fakulty stavební VŠB-TU Ostrava druhý ročník akce s názvem Beton v architektuře. Její program byl složen ze studentského workshopu, konference a řady doprovodných akcí. Cílem této události byla propagace architektury, betonu a průmyslového dědictví Dolní oblasti Vítkovice (obr. 1). V sobotních ranních hodinách se začali na ostravské Fakultě stavební scházet mladí studenti architektury z České republiky, Slovenska a Polska – účastníci mezinárodního studentského workshopu kombinovaného s architektonickou soutěží. Tématem workshopu bylo řešení území v Dolní oblasti Vítkovic, známé v poslední době především díky konverzi plynojemu v multifunkční halu Gong – dílo architekta Josefa Pleskota (obr. 2). Zde byly pro studenty připraveny dvě exkurze - prohlídka vysokých pecí a právě realizovaná stavba vědecko-technického centra (obr. 3), která je pokračováním spolupráce architekta Josefa Pleskota a podnikatele Jana Světlíka. Následující dva dny pak měli účastníci workshopu prostor pro práci, kterou prokládaly společné diskuse a prezentace dílčích výsledků (obr. 4), a která vyvrcholila v úterý dopoledne závěrečnými prezentacemi. Opravdovým vrcholem workshopu však byla až odpolední konference, na které se objevily příspěvky jak z oboru betonového stavebnictví, tak i z oblasti historické průmyslové architektury (obr. 5). Zlatým hřebem večera se stala přednáška jednoho z nejúspěšnějších polských architektů Roberta Koniecznyho, který je vůdčí osobností ateliéru KWK Promes. Jeho prezentace převážně nadstandartních rodinných domů, oplývajících silnou konceptuální invencí (např. Auto-family house) vzbudila silný ohlas a nadšení publika (obr. 6).

1 4

Obr. 1

Dolní oblast Vítkovic – řešené území

Obr. 2 Komentovaná prohlídka multifunkční haly Gong od arch. Josefa Pleskota Obr. 3 Prohlídka výstavby vědeckotechnického centra Obr. 4

Studentský workshop

Obr. 5 Přednáška Doc. Petra Vorlíka o historické průmyslové architektuře Obr. 6 Přednáška arch. Roberta Koniecznyho o pracích ateliéru KWK Promes 2 3

5

Ing. arch. Jaroslav Sládeček Earch.cz e-mail: [email protected] www.earch.cz

78

6


❚

2/2013

F I R E M N Í P R E Z E N TA C E

❚

COMMERCIAL PRESENTATION

MĚSTA BEZ SMOGU: HLASOVÁNÍ VEŘEJNOSTI ZAČÍNÁ JIŽ 2. 5. Architektonická soutěž Města bez smogu se brzy otevře široké veřejnosti. Soutěžící mají poslední dny na to, aby odevzdali své návrhy, po zasedání odborné poroty dostane prostor široká veřejnost, aby ocenila návrh, který získá Cenu veřejnosti. Soutěž Města bez smogu vyhlásila společnost Českomoravský cement, a. s., v březnu 2013. Účelem soutěže je navrhnout betonový objekt umístitelný ve veřejném prostranství, který bude díky použití speciálního cementu s technologií TX Active čistit vzduch ve svém okolí. Studenti a začínající odborníci v oblastech architektury, stavebnictví a designu měli dva měsíce na to, aby odevzdali své návrhy. Na konci měsíce dubna zasedne odborná porota složená z architektů a zástupců pořadatele, která vyhodnotí tři hlavní ceny v soutěži, cenu generálního ředitele a partnerů soutěže. Následně budou soutěžní návrhy vystaveny veřejnosti, která tak může v hlasování vybrat návrh na Cenu veřejnost a vyhrát hodnotné ceny. On-line hlasování probíhá od 2. do 29. května na soutěžní stránce www.bezsmogu.cz Pro tři vylosované hlasující jsou připraveny věcné ceny: tablet iPad3 a dva tablety Google Nexus 7. Vyhlášení výsledků soutěže stejně jako výherců veřejného hlasování se uskuteční 29. května v brněnském Domě Umění. Prohlédněte si soutěžní návrhy a hlasujte na www.bezsmogu.cz

MĚSTA BEZ SMOGU HLASUJTE PRO NEJLEPŠÍ SOUTĚŽNÍ NÁVRH A VYHRAJTE TABLET IPAD A DVA TABLETY GOOGLE NEXUS 7

Hlasování veřejnosti od 2. května 2013 www.bezsmogu.cz Ústřední motiv: vítězný návrh 1. ročníku soutěže „Ekoaza“, Ing. arch. Václav Kocián, MgA. N. Chalcarzová.

2/2013

❚


79

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR

ZAHRANIČNÍ KONFERENCE A SYMPOZIA

TECHNOLOGIE BETONU 11. konference Termín a místo konání: 18. dubna 2013, Jihlava • Materiály pro beton a vlastnosti betonu • Vysokohodnotné betony a betony speciálních vlastností • Novinky a trendy v prefabrikaci • Provádění betonových konstrukcí • Trvanlivost betonových konstrukcí a LCA – Life-cycle assessment Kontakt: www.cbsbeton.eu

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 • 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: http://www.fib2013tel-aviv.co.il/

MOSTY 2013 18. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 25. a 26. dubna 2013, Brno • Mostní objekty v ČR – výstavba, správa a údržba, normy • Mosty v Evropě a ve světě • Mosty v ČR – věda a výzkum • Mosty v ČR – projekty a realizace Kontakt: www.sekurkon.cz TECHNOLOGIE BETONU 1 3. běh školení Termín a místo konání: 13. května 2013, Praha Kontakt: www.cbsbeton.eu SANACE 2013 23. mezinárodní sympozium společně s POPÍLKY VE STAVEBNICTVÍ 2013 1. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 16. a 17. května 2013, Brno • Sanace a zesilování betonových konstrukcí – metody – technologické postupy – příklady • Vady a poruchy betonových konstrukcí, kvalita a trvanlivost sanací • Technické, ekonomické, legislativní a ekologické aspekty sanací betonových konstrukcí • Pokročilé materiály a technologie pro sanace betonu • Stavební průzkum, diagnostika, projektování, monitoring Kontakt: www.sanace-ssbk.cz SUSTAINABLE BUILDING AND REFURBISHMENT FOR NEXT GENERATIONS Konference CESB 13 Termín a místo konání: 26. a 28. června 2013, Praha • Šetrné rekonstrukce stávajících budov • Regenerace průmyslového dědictví • Low-tech a high-tech materiály pro udržitelné budovy • Integrované navrhování budov • Metody a nástroje pro hodnocení • Udržitelná výstavba budov ve výuce Kontakt: www.cesb.cz FIBRE CONCRETE 2013 7. mezinárodní konference Termín a místo konání: 12. a 13. září 2013, Praha • Research, Technology, Design, Application • Codes and standards, FRC and sustainability Kontakt: http://concrete.fsv.cvut.cz/fc2013 VODNÍ PAPRSEK 2013 – VÝZKUM, VÝVOJ, APLIKACE 3. mezinárodní konference Termín a místo konání: 22. až 24. října 2013, Karolinka Kontakt: http://www.ugn.cas.cz/events/2013/vp/ index.php 20. BETONÁŘSKÉ DNY 2013 Konference s mezinárodní účastí Termín a místo konání: 27. a 28. listopadu 2013, místo bude upřesněno Kontakt: www.cbsbeton.eu CONCRETE ROADS 2014 12. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 23. až 26. září 2014, Clarion Congress Hotel Praha • Sustainable pavements, Solutions for urban areas • Design and construction • Maintenance and rehabilitation Kontakt: e-mail: [email protected], www.concreteroads2014.org

80

ASSESSMENT, UPGRADING AND REFURBISHMENT OF INFRASTRUCTURES Mezinárodní konference IABSE Termín a místo konání: 6. až 8. května 2013, Rotterdam, Nizozemsko • Load carrying capacity and remaining lifetime • Assessment of structural condition • Modernisation and refurbishment • Materials and products • Structural verification Kontakt: http://www.iabse2013rotterdam.nl/ CONCRETE SUSTAINABILITY – ICCS13 1. mezinárodní konference 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: http://jci-iccs13.jp/ NORDIC CONCRETE RESEARCH 22. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 19. až 21. června 2013 (změna termínu), Reykjavik, Island Kontakt: www.nordicconcrete.net FIBER REINFORCED POLYMERS FOR REINFORCED CONCRETE STRUCTURES – FRPRCS – 11 11. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 26. až 28. června 2013, Guimarães, Portugalsko • Test recommendations for reliable characterization of FRP materials and systems • New FRP-based materials, systems and strengthening techniques • Bond behaviour of FRP systems • Durability and long term behaviour of FRP materials and systems • Reinforcement and strengthening performance of FRP systems • Advanced numerical models and simulations • Health monitoring through FRP systems and quality control • Codes, standards and design guidelines for FRP-based reinforced/strengthened structures Kontakt: www.frprcs11.uminho.pt SUSTAINABLE CONSTRUCTION MATERIALS AND TECHNOLOGIES – SCMT3 Mezinárodní konference Termín a místo konání: 18. až 21. srpna 2013, Kyoto, Japonsko • Sustainable construction materials and structures • Durability of construction materials • Maintenance and life cycle management of concrete structure Kontakt: www.jci-net.or.jp/~scmt3/ RHEOLOGY AND PROCESSING OF CONSTRUCTION MATERIAL Mezinárodní RILEM konference společně s SELF-COMPACTING CONCRETE 7. RILEM konference Termín a místo konání: 2. až 4. září 2013, Paříž, Francie Kontakt: www.sccparis2013.com

CCC 2013 9. Středoevropský betonářský kongres Termín a místo konání: 5. a 6. září 2013, Wroclaw • Innovative application of concrete in public places • Concrete in urban areas, Concrete properties • Maintenance and revitalization of concrete structures Kontakt: http://www.ccc2013.pwr.wroc.pl/ COMPUTATIONAL TECHNOLOGIES IN CONCRETE STRUCTURES – CTCS13 Mezinárodní konference Termín a místo konání: 8. až 12. září 2013, Jeju, Korea Kontakt: http://asem.cti3.com/CTCS.htm LONG SPAN BRIDGES AND ROOFS 36. IABSE sympozium Termín a místo konání: 24. až 27. září 2013, Kolkata, Indie • Planning; design • Research and development • Implementation, operation and maintenance Kontakt: www.iabse.org/kolkata2013 FIRE SPALLING 2013 3. mezinárodní workshop Concrete spalling due to fire exposure Termín a místo konání: 25. až 27. září 2013, Paříž, Francie Kontakt: http://www.firespalling2013.fr/ ULTRA-HIGH PERFORMANCE FIBREREINFORCED CONCRETE – UHPFRC 2013 2. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 1. až 3. října 2013 (změna termínu), Marseille, Francie • Structural applications in civil engineering and bridge structures, major infrastructure projects • Frames and building envelopes • Building elements and components • Strengthening, rehabilitation • Durability (feedback, use in aggressive environments) • Sustainability, Life cycle analysis, recycling • Resistance under extreme conditions • Implementation, in situ application, inspection • Recommendations, design codes, standards • Modeling, calculations and justifications, reliability • Contractual use of UHPC: variants, economy, security, insurance Kontakt: http://www.afgc.asso.fr/index.php/ uhpfrc2013 BETÓN 2013 10. konference s mezinárodní účastí Termín a místo konání: 3. a 4. října 2013, Štrbské Pleso, Slovensko Kontakt: http://www.savt.sk BETÓN NA SLOVENSKU 2010 – 2014 Celoslovenská konference Termín a místo konání: 14. až 15. listopadu 2013, Grand hotel Bellevue, Vysoké Tatry, Slovensko Kontakt: http://www.savt.sk IMPROVING PERFORMANCE OF CONCRETE STRUCTURES 4. mezinárodní fib kongres Termín a místo konání: 10. až 14. února 2014, Mumbai, India Kontakt: www.fibcongress2014mumbai.com CONCRETE INNOVATION CONFERENCE – CIC 2014 Termín a místo konání: 9. až 11. června 2014, Oslo, Norsko • Environmentally friendly concrete structures • Structural design and structural performance • Prolongation of service life Kontakt: www.cic2014.com PH.D. SYMPOZIUM IN CIVIL ENGINEERING 10. mezinárodní fib sympozium Termín a místo konání: 21. až 23. července 2014, Quebec, Kanada Kontakt: www.fib-phd.ulaval.ca UTILIZATION OF HIGH PERFORMANCE CONCRETE 10. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 15. až 18. září 2014, Peking, Čína Kontakt: www.hpc-2014.com


❚

2/2013

6'58ë(1®3526$1$&( %(72129¾&+.216758.&® SRĒÂGÂ;;,,,PH]LQÂURGQÎV\PSR]LXP

NYĂWQD %UQR.RQJUHVRYÊFHQWUXP%UQĂQVNÊYÞVWDYL{WĂ 6LURWNRYDD&=%UQR(PDLOVVEN#VVENF] 7HO ZZZVVENF]

rychlejší, přesnější, dostupnější a zdarma

www.condict.eu čtyřjazyčný technický slovník jazyky EN, D, F, CZ přes 10 000 výrazů v každém jazyce výrazy ze stavebního inženýrství, zejména betonového termíny technických norem překlad víceslovných výrazů, zkratek

jazyk vyhledávání

jazyk překladu max. 3 jazyky

hledané slovo (nemusí být přesné)

nalezené překlady

našeptávání tvaru hledaného slova

vybraný překlad

doplňující informace k vybranému překladu

webový odkaz na výklad výrazu

Česká betonářská společnost ČSSI Czech Concrete Society www.cbsbeton.eu

Svaz výrobců betonu ČR Readymix Concrete Producers Association of the Czech Republic www.svb.cz

2013 TECHNOLOGIE PROVÁDĚNÍ BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

Recommend Documents