2014 TECHNOLOGIE BETON V EXTREMNÍCH PODMÍNKÁCH

2/2014

TECHNOLOGIE – BETON V EXTREMNÍCH PODMÍNKÁCH

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

6/

VÍTR, PÍSEK A HVĚZDY KONGRES fib 2014

26 /

POSOUZENÍ TĚŽNÍCH VĚŽÍ V SE VERNÍM MOŘI Z HLEDISKA ODOLNOSTI PROTI PŮSOBENÍ CHLORIDŮ

42 /

PŘÍČINY STŘECHOVITÉHO ZDVIHU BETONOVÝCH DESEK KRYTU VOZOVKY

/3

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

ANALÝZA BETONU Z TĚLESA PŘEHRADY ORLÍK PO PADESÁTI LETECH

12 /

/ 19

MONOLITICKÉ ŽELEZOBETONOVÉ KONSTRUKCE NA RETENČNÍ NÁDRŽI JENEWEINOVA V BRNĚ

OBSAH

❚

CONTENT

ROČNÍK: čtrnáctý ČÍSLO: 2/2014 (vyšlo dne 15. 04. 2014) VYCHÁZÍ DVOUMĚSÍČNĚ VYDÁVÁ BETON TKS, S. R. O., PRO: Svaz výrobců cementu ČR Svaz výrobců betonu ČR Českou betonářskou společnost ČSSI Sdružení pro sanace betonových konstrukcí VYDAVATELSTVÍ ŘÍDÍ: Ing. Michal Števula, Ph.D. ŠÉFREDAKTORKA: Ing. Jana Margoldová, CSc. PRODUKCE: Ing. Lucie Šimečková

Ú V O DNÍ K Vladimír Benko

/ 2

PREDIKCE DEGRADACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ VÝPOČETNÍM MODELOVÁNÍM

TÉMA KONGRES fib 2014

/3

VÍTR, PÍSEK A HVĚZDY

/6

MONOLITICKÉ ŽELEZOBETONOVÉ KONSTRUKCE NA RETENČNÍ NÁDRŽI JENEWEINOVA V BRNĚ

Jiří Zahrada

/ 12

ANALÝZA BETONU Z TĚLESA PŘEHRADY ORLÍK PO PADESÁTI LETECH

/ 19

/ 26

ALKALICKO-KŘEMIČITÁ REAKCE V ČESKÉ REPUBLICE A MOŽNOSTI JEJÍ ELIMINACE

Zdeněk Pertold, Šárka Šachlová, Aneta Šťastná, Vlastimil Bílek ml., Kateřina Krutilová, Vlastimil Bílek st., Libor Topolář

/ 34

PORU CHY B E T O NO V Ý C H K ON S T R UKCÍ PŘÍČINY STŘECHOVITÉHO ZDVIHU BETONOVÝCH DESEK KRYTU VOZOVKY DÁLNIC V ČR OD ROKU 2010

Jan Hromádko

/ 42

POUŽITÍ MODERNÍCH BETONŮ A OPAKOVANÉ VADY MONOLITICKÝCH KONSTRUKCÍ

Vítězslav Vacek ❚

/ 58

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

/ 60

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

/ 66

POROVNÁNÍ VÝPOČTŮ ŠÍŘKY TRHLINY DLE RŮZNÝCH PŘÍSTUPŮ

Marek Vinkler, Jaroslav Procházka

CONCRETE AND CULTURE: A MATERIAL HISTORY (recenze)

/ 18

THE ECONOMY OF SUSTAINABLE CONSTRUCTION (recenze)

/ 52

VALNÁ HROMADA SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

/ 57

REŠERŠE ZE ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ

/ 79

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA

/ 80

12TH ISCR / 53

/ 72

A K T U AL I TY

F IR E MN Í PR E Z E N TAC E Dlubal Software Betosan Červenka Consulting XYPEX SSBK

/ 25 / 41 / 65 / 73 / 79 / 4. strana obálky

technologie • konstrukce • sanace • BETON

SAZBA: 3P, spol. s r. o. Staropramenná 21, 150 00 Praha 5 ILUSTRACE NA TÉTO STRANĚ: Mgr. A. Marcel Turic

VYUŽITÍ MODERNÍCH KOMPOZITNÍCH MATERIÁLŮ V REÁLNÝCH APLIKAČNÍCH OBLASTECH

N OR M Y • JAKOS T • C E RTI FI KAC E

POSOUZENÍ TĚŽNÍCH VĚŽÍ V SEVERNÍM MOŘI Z HLEDISKA ODOLNOSTI PROTI PŮSOBENÍ CHLORIDŮ

Steinar Helland, Ragnar Aarstein, Magne Maage

Vít Šmilauer, Ondřej Zobal, Zdeněk Bittnar, Rudolf Hela, Roman Snop, Pavel Donát

František Girgle, Vojtěch Kostiha, Jan Prokeš, Petr Daněk, Petr Štěpánek

MATE R I Á LY A T E CH N O L OG I E

Ondřej Zobal, Lubomír Kopecký, Pavel Padevět, Vít Šmilauer, Zdeněk Bittnar

Břetislav Teplý, Drahomír Novák VYUŽITÍ ÚLETOVÝCH POPÍLKŮ PRO BETONÁŽ MASIVNÍCH KONSTRUKCÍ

S TAV E B NÍ KO NST R U K C E

2/2014

V Ě D A A VÝ Z KU M

REDAKČNÍ RADA: 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. 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.

VYDAVATELSTVÍ A REDAKCE: Beton TKS, s. r. o. Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 www.betontks.cz Redakce a inzerce: 604 237 681 e-mail: [email protected] Předplatné (i starší výtisky): 602 839 429 e-mail: [email protected] ROČNÍ PŘEDPLATNÉ: základní: 720 Kč bez DPH, 828 Kč s DPH snížené – pro studenty a nově i seniory nad 70 let: 270,- Kč bez DPH, 311 Kč s DPH pro slovenské předplatitele: 28 EUR bez DPH, 32,20 EUR s DPH (všechny ceny jsou včetně balného a distribuce) 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: Horský hotel v sedle pod vrcholem Cerro Paranal, Chile (výřez), foto: credit ESO BETON TKS je přímým nástupcem časopisů Beton a zdivo a Sanace.

1

ÚVODNÍK

❚

EDITORIAL

KONTROLNÝ STATIK NA SLOVENSKU Milé čitateľky, milí čitatelia, desať rokov v Európskej únii. Čo sa zmenilo za toto obdobie v oblasti navrhovania a zhotovovania stavieb? Funguje stavebníctvo bez vážnejších problémov, alebo sú potrebné zásadné zmeny v nastavení celého systému? Myslím, že všetci veľmi dobre poznáme odpovede na tieto otázky. Diskutujeme o nich na verejných aj neverejných podujatiach a niekoľko rokov sa o nich vyjadrujeme už aj oficiálne v médiách. Európska únia nám v stavebníctve priniesla liberálny trh, verejné obstarávania s jediným kritériom minimálnej ceny, zrušenie honorárových poriadkov, tlak na liberálne nastavenie uznávania odborných kvalifikácií. Liberálny trh Európy nastavený na voľnú tvorbu cien na základe dopytu a ponuky zrejme môže dobre fungovať pre väčšinu produktov s krátkodobou návrhovou životnosťou. Stavby s návrhovou životnosťou 50 a viac rokov nie je dobré ponechať len voľnej tvorbe cien bez regulácie, a už vôbec nie v čase hospodárskej krízy. Už niekoľko rokov varujeme kompetentných, že pri takomto nastavení bude dochádzať k škodám, a nakoniec k zlyhaniam stavieb s fatálnymi následkami. Stavby sa bez nezávislej kontroly často navrhujú s ďaleko nižšou spoľahlivosťou a bezpečnosťou ako je predpísaná v normových predpisoch. Nárast škôd a zlyhaní stavieb na Slovensku, v Čechách a v iných krajinách EÚ potvrdzuje pravdivosť našich predpovedí. V decembri 2012 na najvýznamnejšom podujatí v stavebníctve na Slovensku – Stretnutí lídrov slovenského stavebníctva – riaditeľ spoločnosti CEEC Research pán Vacek v štatistickom prehľade povedal „...každú štvrtú stavbu pred kolaudáciou treba opravovať...“ Prezident Zväzu stavebných podnikateľov Slovenska Zsolt Lukáč tvrdí, že prioritné využívanie kritéria najnižšej ceny vo verejnom obstarávaní spôsobilo v stavebníctve neprimeranú cenovú vojnu. Stavebné firmy v súťažiach vzájomne podliezali nielen ceny, ale aj náklady stavebnej výroby. Označil to za zlé a choré, lebo to vedie do záhuby firmy aj projekt, ktorý sa má realizovať. Európska únia, okrem tlaku na liberálne nastavenie trhu, vydáva aj právne predpisy, ktoré majú zabezpečiť verejný záujem – ochranu životov a zdravia ľudí a majetku. Nariadenie európskeho parlamentu a rady (EÚ) č. 305/2011 jednoznačne definuje základné požiadavky na stavby, ktoré sú štátne orgány v krajine povinné zabezpečiť. „Stavby musia byť ako celok a vo svojich častiach vhodné na zamýšľané použitie, a to najmä vzhľadom na zdravie a bezpečnosť ľudí počas ich celého životného cyklu.“ Medzi základné požiadavky na stavby patrí aj zabezpečenie mechanickej odolnosti a stability, bezpečnosť v prípade požiaru, bezpečnosť pri používaní a ďalšie. Je povinnosťou štátu zabezpečiť pre stavby spoľahlivosť a bezpečnosť predpísanú v normových predpisoch. Otázkou ostáva, ako a či to štát zabezpečuje? V apríli 2011 v časopise Eurostav som v príspevku „Za cenu trabanta nemôžeme očakávať mercedes!“ povedal: „Dúfajme, že tlak na nízku cenu nielen za projekt, ale hlavne tlak na nízku cenu realizácie stavby nebude tak vysoký, že stavebné konštrukcie začnú ohrozovať zdravie a životy ľudí a verejný majetok. Alebo až potom kompetentní pocho2

pia, že stavby nie sú produkty, ktoré sa môžu ponechať len na voľnú reguláciu trhu.“ V roku 2012 sme mali na Slovensku štyri stavby, ktoré sa zrútili ešte pred kolaudáciou. Dva týždne pred zlyhaním podpornej skruže mosta pri Kurimanoch s tragickými následkami som v rozhovore pre časopis ASB (vydavateľstva JAGA) v článku „Zlá stavba sa nedá zahodiť ako pokazený jogurt!“ označil za hlavnú príčinu nárastu nekvalitne realizovaných stavieb najmä nedostatočnú kontrolu zo strany štátu. „Je úlohou štátu zabezpečiť, aby stavby poskytovali verejnosti príslušnú spoľahlivosť definovanú normami. Stavby sú produkty s návrhovou životnosťou niekoľko generácií, ktorých osud nemožno ponechať voľnej regulácii trhových požiadaviek. Za primeranú cenu dostanú zákazníci primeranú kvalitu. Tlak na čo najlacnejšiu konštrukciu však môže byť chybou s fatálnymi následkami. Keď vidíme, koľko stavieb má dnes problémy, je jasné, kam sa prepadáva spoľahlivosť stavebných konštrukcii vďaka tlaku na nízku cenu. Spoľahlivosť stavebných konštrukcií (pravdepodobnosť výskytu poruchy) je podľa noriem nastavená tak, že po roku štandardného užívania stavby by mohla mať problém jedna z milióna stavieb. Po 50-tich rokoch užívania bez dodatočného zosilňovania je pravdepodobnosť výskytu poruchy 1 : 10 000. Dnes sme svedkami potrebného zosilnenia mnohých stavieb nielen počas prvých rokov od odovzdania do užívania, ale stavby sa opravujú ešte pred kolaudáciou, či dokonca sa spevňujú spodné podlažia nedokončenej stavby, aby sa vôbec mohli postaviť ďalšie.“ Na Slovensku je v legislatívnom konaní nový stavebný zákon. Po spomínaných haváriách stavieb, ktoré potvrdili naše predpovede, sa požiadavky stavebného zákona na kvalitu a kontrolu projektových prác a zhotovovania stavieb výrazne zmenili. Projekty budú spracovávať výhradne autorizované osoby s oprávnením na území Slovenska. Projekt nosných konštrukcií vyhradených stavieb bude vo verejnom záujme nezávisle kontrolovať „kontrolný statik“ (podobne ako v niektorých nemeckých krajinách „Prüfingenieur“). Pri zhotovovaní vyhradených stavieb bude hlavným stavbyvedúcim autorizovaná osoba, ktorá splní kvalifikačné predpoklady pre tieto stavby. Dodržiavanie projektu bude vo verejnom záujme sledovať nová kategória stavebno-technických dozorov, ktorí budú členmi komory ako autorizovaní stavební inžinieri. Navrhované zmeny počas zhotovovania bude schvaľovať autorizovaný stavebný inžinier – autor projektu – a navrhované zmeny projektu nosných konštrukcií bude overovať vo verejnom záujme „kontrolný statik“. Pred nami stojí ťažká úloha: pokúsiť sa zabezpečiť vyššiu kvalitu projektov a vyššiu kvalitu stavieb. Úspešní budeme, len ak sa na Slovensku zmení niekoľko vecí, ktoré doteraz nefungovali: obstarávanie stavieb na základe kritérií primeranej kvality za primeranú cenu, prednostné preplatenie faktúr subdodávateľov (pr. Nemecko a Maďarsko), zavedenie honorárov s minimálnou a maximálnou cenou podobne ako je to v Nemecku a Taliansku, a samozrejme, musí sa zmeniť to najdôležitejšie – dodržiavanie zákona a vymožiteľnosť práva. Očakávam však aj lobistické tlaky tých najsilnejších, ktorí by konečne mali pochopiť, že takéto nastavenie, ktoré im nepatrne zvýši cenu projektu a zhotovenia stavby, chráni nielen širokú verejnosť, ale v prvom rade ich investície. prof. Ing. Vladimír Benko, PhD.

BETON • technologie • konstrukce • sanace

predseda SKSI

❚

2/2014

TÉMA

❚

TOPIC

KONGRES fib 2014 Letošní, už čtvrtý, fib kongres 2014 se od 10. do 13. února konal v indickém Mumbai. Jeho hlavní téma bylo „Improving performance of concrete structures“ a jednání se zaměřila na potřeby současné měnící se společnosti. Mezi nejdůležitější řešené otázky patřily: • opravy, rekonstrukce a zpevňování stávajících betonových konstrukcí, • nový Model Code a jeho vliv na národní a mezinárodní normy, • návrh, výstavba a údržba velkých nebo inovativních předpjatých betonových konstrukcí, • ocelo-betonové hybridní konstrukce, • zlepšování předpínacích systémů, • lepší pochopení chování nových materiálů, • vysoce užitné a vysokopevnostní betony (HPC a HSC). Na slavnostním zahájení odborného programu kongresu promluvili C. R. Alimchandani za pořádající organizaci IMC-fib, A. Basa (president IE (I)) a současný prezident fib Gordon Clark, který připomněl, že do Indie se vrcholné betonářské rokování vrátilo, aby navázalo na úspěšný FIP kongres pořádaný v roce 1986 v New Delhi a fib sympozium v roce 2004 tamtéž. Ve svém projevu zmínil také „kombinované“ 60leté výročí organizací fib-CEB-FIP s jejich bohatou historií a důležitými okamžiky jejich vývoje. Dalším bodem programu bylo vyhlášení výsledků soutěže o vynikající betonové konstrukce organizované fib ve čtyřletých intervalech. Ve dvou kategoriích (budovy a inženýrské konstrukce) odborná porota vybírá stavby označené jako nominované, vyšší ocenění je speciální (čestné) uznání a nejvyšším oceněním je titul vynikající konstrukce. Mezi vynikající konstrukce byly vybrány: rakouský Egg Graben Bridge, dánský Bella Sky Hotel, francouzský Térénez Bridge, japonský Park City Musashi Kosugi a švýcarské Centro Ovale. Mezi konstrukce, které si zaslouží čestné uznání, byly zařazeny: Shenzhen Vanke Center postavené v Číně, Lávka pro pěší v německém Albstadtu-Lautlingenu, chladící věže s přirozeným tahem postavené v Indii, UHPFRC most postavený v Nizozemsku, vyhlídka Trollstigen v Norsku a Hoover Dam Bypass v USA. Porota představená na fib symposiu 2013 v izraelském Tel Avivu a vedená profesorem György L. Balazsem, předchozím prezidentem fib, hodnotila konstrukce dle následujících kritérií: aspekty projektu včetně estetiky, technologie výstavby a kvality provádění všech fází, posouzení návrhu a realizace ve vztahu k prostředí, trvanlivosti a udržitelnosti a zejména z pohledu přínosu k vývoji a rozvoji betonového stavitelství.

1

2/2014

Všechny vybrané (nominované) konstrukce (44) jsou popsány ve zvláštní publikaci rozesílané členům fib, další informace lze získat prostřednictvím ČBS, národní skupiny fib. Na kongresech se též uděluje mimořádné ocenění za vynikající technický příspěvek k rozvoji konstrukčního betonu, které patří k nejprestižnějším oceněním udělovaným fib – Freyssinetova medaile. V Mumbai byla tato medaile udělena Joostu Walravenovi a Armandu Ritovi (obr. 1 a 2). Na kongresu bylo předneseno kolem dvě stě padesáti příspěvků v padesáti tematických sekcích. Nejvíce obsazené sekce pokrývaly témata Vývoj a navrhování a Mosty a dopravní stavby. Pozornost byla věnována i vysoce aktuálním otázkám, jako je udržitelný rozvoj nebo vývoj betonů velmi vysokých pevností (UHPC). Zazněla zde též řada příspěvků z ČR prezentující jak mosty, inženýrské konstrukce, tak i výsledky výzkumu. Nedílnou součástí kongresu jsou i národní zprávy, kde členské země představují své stavby realizované od doby minulého kongresu. Bohužel vzhledem k nákladnosti těchto publikací, rozvoji internetu a současné ekonomické situaci, počet zpráv prezentovaných jednotlivými zeměmi klesá. Tradičně byly předloženy zprávy z Brazílie, Dánska, Francie, Maďarska, Indie, Japonska, Norska, Portugalska, Slovenska, Švýcarska a Velké Británie. Vysoce kvalitní zprávu, co do obsahu i grafického zpracování, připravil za Česko tým ČBS. Kongres jako obvykle shrnul výsledky dosažené za uplynulé čtyři roky. Zejména je patrné, že vývoj se ubírá směrem aplikace nových materiálů a betonů mimořádných vlastností. Též se prosazují netradiční technologie výstavby vedoucí k zrychlení a zjednodušení výstavby. Byla zde prezentována kompletní verze Model Codu 2010 vydaná knižně. Členové fib i nečlenové ji mohou zakoupit přes internetové stránky fib (www. fib-international.org). V návaznosti na jednání kongresu se uskutečnilo jednání Generálního shromáždění fib. Po dvou letech byly opět na programu volby nového vedení a zejména prezidenta fib. Novým prezidentem fib na roky 2015 a 2016 byl zvolen Harald S. Müller, profesor na Karlsruhe Institute of Technology (KIT) a ředitel MPA Karlsruhe, Německo. Kongresová jednání byla zakončena předáním tradičního „kongresového zvonu fib“ Stephenu Fosterovi a Davidu Millarovi, představitelům australské organizace fib pověřené přípravou následujícího kongresu fib, který se bude konat v roce 2018 v Melbourne. Obr. 1

J. Walraven převzal Freyssinetovu medaili

Obr. 2

A. Rito oceněný Freyssinetovou medailí

2

❚


3

TÉMA

❚

TOPIC

VYNIKAJÍCÍ BETONOVÉ KONSTRUKCE P O S TAV E N É M E Z I L E T Y 2 0 0 9 A Ž 2 0 1 3

Tři oceněné budovy prezentují tři velmi rozdílné přístupy užití betonu, které přinášejí jejich uživatelům specifické výhody. Podobně se v konstrukcích obou oceněných mostů promítá jedinečnost místa, kde spojují dva břehy.

Dánský Bella Sky Hotel Hotel tvoří dvě věže odklánějící se od sebe v úhlu 15 ° od svislice devět horních pater jedné a devět spodních pater druhé a obě se vodorovně kroutí o dalších 19 ° (obr. 3). Je vůbec možné postavit takovou konstrukci z prefabrikátů? Všude jinde než v Dánsku by se pravděpodobně taková konstrukce stavěla z monolitického betonu nebo z oceli. V Dánsku má však prefabrikovaná technologie výstavby dlouhou tradici. Projektový tým musel promyslet a navrhnout všechny běžné detaily pro komplexní geometrii a síly působící v 76,5 m vysokých věžích. Všechny výpočty a následné výkresy vycházely z počátečního 3D modelu. Řešilo se jak nerovnoměrné sedání podloží, tak posuny jednotlivých bodů konstrukce v prostoru způsobené postupným přitěžováním během výstavby.

3

Francouzský Térénez Bridge Původní zavěšený most spojující Bretaň s poloostrovem Crozon přes ústí řeky Aulne byl postaven už v roce 1925. Během II. světové války byl vážně poškozen a v roce 1951 přebudován. Na obou věžích se však časem začala projevovat ASR a bylo rozhodnuto, že je neekonomické ho dále opravovat a je lépe nahradit ho novým. Nový 515 m dlouhý horizontálně zakřivený zavěšený most s hlavním rozpětím délky 285 m je usazen v mírně zvlněné krajině (obr. 4). Žádná z jeho linií není přímá nebo svislá. Zakřivený návrh umožnil architektovi usadit most přes údolí, ale nezasahovat do něj. Dva pylony tvaru lambda nesou deskovou konstrukci zavěšenou na ocelových kabelech.

Švýcarské Centro Ovale Užití betonu na konstrukci Centro Ovale v Chiasso ukazuje švýcarský přístup k udržitelnosti a budoucí adaptabilitě budovy. Oválná konstrukce, někdy označovaná jako „stříbrné vejce“, je samonosná tvořená betonovou skořepinou s 1 024 otvory, které nabízejí návštěvníkovi výhled ven po celém obvodu a dovolují dennímu světlu pronikat dovnitř (obr. 5). Obchodní centrum se rozprostírá na čtyřech úrovních s vnitřním otevřeným atriem. Podmínkou výstavby bylo precizní sestavení vnitřního dřevěného bednění, jehož prostorová přesnost byla zaměřována laserovým scanerem. Nehledě na atraktivní architektonický výraz a velmi neobvyklou formu, vnější „skořápka“ má zcela prozaický účel – chránit vnitřní prostředí proti vnějším vlivům a umožnit jeho prostorovou reorganizaci a přestavbu dle budoucích potřeb. Je to nepochybně zajímavá ukázka funkčnosti a estetické mnohotvárnosti betonu.

Návrh: Charles Lavigne a Michel Virlogeux

Návrh: Holzbau AG

Návrh: architects 3XN

4

4


❚

2/2014

TÉMA

❚

TOPIC

5

Japonský Park City Musashi Kosugi Park City Musashi Kosugi je 59podlažní 200 m vysoká obytná budova (obr. 6). Je to nejvyšší rezidenční budova v Japonsku. Projekt počítal s výstavbou z betonu FC150, tedy z HSC, pro obytnou budovu poprvé v Japonsku. Vývoj a použití HSC bylo nezbytné, aby bylo možno realizovat vysokou budovu v seismicky aktivním regionu. Pečlivě navržená hustá příčná výztuž zajišťuje budově dostatečnou smykovou odolnost a svírá beton (confinement) a podélné pruty, pokud dojde k pohybům podloží. Sevřením betonu vzrůstá jeho tlaková pevnost, duktilita, je možno řídit (omezit) rozvoj trhlin a udržet jeho integritu. Vložené prefabrikované betonové prvky umožnily navrhnout cenově zajímavé řešení, snadnou realizaci s požadovanými statickými vlastnostmi a dynamickými charakteristikami odpovídajícími vysoce seismické oblasti. Návrh: Takenaka Corporation

Rakouský Egg Graben Bridge Vzhledem k vysokým nákladům spojenými s údržbou a opravami mostů jsou v současnosti zdůrazňovány požadavky na nutné prodloužení jejich životnosti a trvanlivosti. Dodatečně předpínané mosty bez klasické výztuže ocelovými pruty je jeden z možných přístupů. Chování takové konstrukce bylo zkoumáno v rámci rozsáhlého výzkumu, který zahrnoval i velkorozměrové zkoušky. Bylo třeba přesvědčit zemské představitele v Salzburgu, že nová metoda návrhu a realizace konstrukce bude pro ně přínosná. Předpjatá superkonstrukce obloukového mostu horizontálně zakřivená není vyztužená ocelovou betonářskou výztuží. Po osmnácti měsících výstavby byl most otevřen pro veřejnost v listopadu 2009 (obr. 7). Návrh: J. Berger a J. Kolleger Vybrané oceněné stavby z obou kategorií postupně podrobněji představíme čtenářům v dalších číslech časopisu. sestavila Jana Margoldová, redakce

6

Redakce děkuje kanceláři fib, paní Lauře Vidale za zprostředkování fotografií oceněných staveb. Obr. Obr. Obr. Obr. Obr.

3 4 5 6 7

Bella Sky Hotel, Dánsko Térénez Bridge, Francie Centro Ovale v Chiasso, Švýcarsko Park City Musashi Kosugi, Japonsko Egg Graben Bridge, Rakousko

7

credit: Pez Hejduk

2/2014

❚


5

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E

❚

STRUCTURES

VÍTR, PÍSEK A HVĚZDY

❚

WIND, SAND AND STARS

1a

Článek popisuje důvody výstavby horského

the north of the Atacama Desert. The article

hotelu v sedle pod vrcholem Cerro Paranal

also explains reasons why was red pigmented

v severní časti chilské pouště Atacama. Jsou

concrete chosen as the main construction

vysvetleny i důvody, proč byl jako hlavní kon-

material.

strukční materiál pro stavbu zvolen červený pigmenty zabarvený beton.

❚ The article

describes reasons for building a mountain hotel in a pass below the Cerro Paranal mountain in Obr. 1 a) Pohled z vrcholu Cerro Paranal na sedlo s hotelem a dalším vybavením (elektrárna, dílny, tělocvična ad.), únor 2002, ESO, M. Tarenghi, b) horské sedlo s hotelem, v pozadí vrchol Cerro Paranal se čtyřmi teleskopy třídy VLT, červenec 2010, J. Colosimo ❚ Fig. 1 a) View from the Cerro Paranal summit to the pass with the hotel and other buildings (power plant, workshops, gym and other). February 2002, EDO, M. Tarenghi, b) mountain pass with the hotel, in the background Cerro Paranal summit with its four VLTs, July 2010, J. Colosimo

Co táhne člověka do nejsušších míst na naší planetě daleko od civilizace? Odpověď je celkem jednoduchá: dů-

vodem je hora v chilské poušti Atacama, 2 600 m vysoká Cerro Paranal ležící 120 km jižně od pobřežního města Antofagasta (obr. 1 a 2). ESO (European Southern Observatory), evropská organizace pro studium jižní hemisféry, vybrala po ročním hledání Cerro Paranal jako vhodné mís-

2a

2b

Obr. 2a, b Schematické znázornění umístění observatoře na Cerro Paranal v Jižní Americe, ESO ❚ Fig. 2 Plan of location of the Cerro Paranal Observatory in South America, ESO Obr. 3 Model architektonického návrhu hotelového a administrativniho komplexu, ESO ❚ Fig. 3 Architectural model of the hotel and administration complex, ESO Obr. 4 Schematický a) příčný a b) podélný řez konstrukcí, Auer Weber Assoziierte ❚ Fig. 4 a) Cross and b) longitudinal section, Auer Weber Assoziierte

6


❚

2/2014


❚

STRUCTURES

1b

to k uskutečnění ambiciózního vědeckého projektu – výstavbě a provozování v současnosti nejvýkonnějšího pozemního teleskopu úrovně Very Large Telescope (VLT). Centrum sestává ze čtyř identických velkých teleskopů s průměrem antény 8 m. Obrazy složené kombinací z je-

jich záběrů umožňují sledovat vesmír do zatím nepoznané hloubky a šíře. Ačkoliv je místo úžasné pro sledování hvězd, stálý vítr podél pacifického pobřeží vytváří mikroklima bránící mrakům zahalovat vrcholy hor, není to pohostinné místo pro delší pobyt. Od roku 1991, kdy byla instalace VLT na Ce-

rro Paranal dokončena, žili pracovníci technické obsluhy těchto zařízení a vědecký personál po dobu svého pobytu na astronomické observatoři v extrémních klimatických podmínkách, intenzivní sluneční svit 365 dnů v roce, extremně suchý vzduch (hodnoty odpovídají polohám ve dvojnásobné výš-

3

4a 4b

2/2014

❚


7


❚

STRUCTURES 5

Obr. 5 Začátek výstavby v sedle pod Cerro Paranal, červenec 1999, ESO ❚ Fig. 5 At the beginning of the construction in the pass, July 1999, ESO Obr. 6 Postupující výstavba komplexu, listopad 1999, Auer Weber Assoziierte ❚ Fig. 6 Building under construction, November 1999, Auer Weber Assoziierte Obr. 7 Dokončené betonové konstrukce, pohled do centrálního atria s budoucím bazénem a zahradou, prosinec 2000, ESO, G. Hüdepohl ❚ Fig. 7 Finished concrete structures, view into the central atrium with a future pool and garden, December 2000, ESO, G. Hüdepohl Obr. 8 Jídelna v dokončeném hotelu, duben 2013, ESO, C. Malin Fig. 8 Canteen in the finished hotel, April 2013, ESO, C. Malin

❚

Obr. 9 Hotelová kuchyně s betonovým pultem, únor 2002, ESO, M. Tarenghi ❚ Fig. 9 Hotel kitchen with a concrete counter, February 2002, ESO, M. Tarenghi Obr. 10 Chodba v ubytovacím křídle prosvětlená střešními světlíky a malým atriem, červenec 2012, ESO, M. Alexander ❚ Fig. 10 Corridor in the living quarters lit by roof skylights and a small atrium, July 2012, ESO, M. Alexander Obr. 11 Velké atrium v centrálním prostoru s plaveckým bazénem a osázenou zahradou, červenec 2012, ESO, G. Hüdepohl ❚ Fig. 11 The big atrium in the central space with a swimming pool and a garden, July 2012, ESO, G. Hüdepohl 6

ce okolo 5 000 m n. m.), stálá vysoká rychlost větru, velké rozdíly teplot mezi dnem a nocí a nebezpečí zemětřesení, v osadě vystavěné ze staveništních (unimo) buněk daleko od civilizace, kde by si mohli mezi náročnými pracovními směnami přiměřeně odpočinout a relaxovat. Brzy bylo jasné, že kromě výstavby špičkové vědecké technologie musí ESO rovněž počítat s vybudováním odpovídajícího zázemí pro techniky, vědce a administrativní personál ve vzdálenosti cca 2,5 km od teleskopů. Normálně by v takových extrémních podmínkách byla požadována nějaká čistě užitková praktická stavba. Být astronomem je však nesmírně náročné povolání vyžadující po dlouhou dobu plné soustředění a pozornost, proto ESO žádalo místo, kde by si lidé mohli odpočinout a obnovit své síly zcela mimo svět pokročilých technologií a elektronických přístrojů. Vypsanou mezinárodní architektonic8

7

kou soutěž na návrh hotelového a administrativního komplexu vyhrál v roce 1998 mnichovský architektonický ateliér Auer Weber Assoziierte. Úvahy nad návrhem centra se koncentrovaly následně do základní otázky: jaký druh ochrany nabídnout lidem žijícím v tak nehostinném prostředí? Myšlenka „kultivace rozdílu“ – k zmírnění extrémních klimatických podmínek panujících v okolí budovy vytvořit uvnitř klima oázy pro pohodlí těch, kdo zde pobývají – vedla architekty k velmi jednoduchému a snadno pochopitelnému řešení. Vytvořili oázu, která se snaží navázat symbolický vztah s okolním prostředím. Integrace stavby do okolního prostředí bylo dosaženo jejím částečným zahloubením do země a použitím pigmenty zbarveného betonu. Červeno-hnědá barva betonu odpovídá okolnímu terénu a tvar stavby jako umělé opěrné zdi, či malé přehrady nijak neruší úžasný výhled na horizont směrem

k Tichému oceánu. Hotel svým usazením v mělkém horském sedle vytváří vizuální kontrast bílému komplexu teleskopů na vrcholu Cerro Paranal. Jednoduchá betonová konstrukce hotelu s plochou střechou je z dálky nad horizontem sotva viditelná, pouze bílá kruhová kopule s ocelovou podpůrnou konstrukcí průměru 35 m zvedající se nad centrálním prostorem hotelu se zahradou a bazénem tvoří formální protipól obrovským konkávním zrcadlům. Hmota betonu má pozitivní vliv na prostředí ve vnitřních prostorách, protože zmírňuje velké teplotní rozdíly mezi dnem a nocí, které jsou v tomto místě běžné. Během slunného dne zastiňuje tmavý beton interiér, akumuluje do sebe teplo ze slunečních paprsků a umožňuje udržet uvnitř příjemné chladno. Jen měkké večerní a ranní paprsky pronikají nízkými okny hluboko do interiérů. Naopak v noci se zachycené teplo z betonu pozvolna uvol-


❚

2/2014


❚

STRUCTURES

8

9

10 11

2/2014

❚


9


❚

STRUCTURES 12

13a

ňuje a prohřívá vnitřní prostory. Dodatečné chlazení a vytápění je tím minimalizováno. Jinými slovy, poměrně uzavřená tmavá betonová fasáda slouží jako obrovský termální kolektor a zásobárna tepelné energie (obr. 12 a 13). Kultivace rozdílů/kultivace kontrastů byl pro návrh velmi těžký úkol – 365 dnů ostrého slunečního svitu bylo skutečně zásadní otázkou z pohledu přiměřeného přistínění. Vedle otázek kvality přirozeného denního světla uvnitř budovy bylo stejně tak obtížným úkolem zajistit budovu proti úniku umělého osvětlení do vnějšího prostoru během večera a noci (ochrana proti světelnému znečištění), neboť vysoce citlivé aparatury teleskopů potřebují ke své činnosti úplnou tmu. Podle generálního ředitele ESO i světlo 100W žárovky jim škodí. Hotel Area na Cerro Paranal, nebo Paranal Residencia, je čtyřpodlažní budova dramaticky napjatá mezi zvlněnými svahy kopců na poušti Atacama (obr. 4). Stavební práce začaly v roce 1998 a hotel se pro své obyvatele otevřel v lednu 2002. Byl to malý zázrak, protože Residencia je špičkový 10

horský luxus s 10 000 m2 obytné plochy, který zahrnuje 110 pokojů, kino se 70 místy, plavecký bazén, knihovnu, pět teras a společnou jídelnu s výhledem k Tichému oceánu, 12 km vzdálenému a o 2 250 m níž než hotel. Rozhodnutím použít pigmentem zbarvený beton na sebe vzali architekti vcelku neznámé riziko, neboť v době výstavby hotelu byly zkušenosti pouze s barvením prefabrikovaných betonových prvků, tedy s jejich výrobou ve zcela jiných podmínkách, než panovaly uprostřed horské pouště. Výsledek naštěstí nenápadně splývá s okolím, lehce skvrnitá fasáda byla přijata jako zcela přirozená, čmouhy v různých odstínech základní barvy připomínají stále se měnící stíny v okolní poušti. Nízká, tuhá železobetonová konstrukce je navržena ve tvaru L tak, aby měla dostatečnou odolnost vůči zemětřesení, které je v nízkých hodnotách v Chile zcela běžnou součástí života, ale občas může dosáhnout i hodnot 8,5 stupně Richterovy stupnice. Z dálky vypadá také jako přirozená skalnatá plošina, z které pouštní větry sfoukaly

13b

po dlouhé době působení všechny zerodované vrstvy. Budova je převážně podzemní, pouze jižní a západní fasády vystupují nad terén a poskytují tak z pokojů, kanceláří a restaurace nádherný výhled k Tichému oceánu. Běžné vybavení, restaurace, kanceláře, knihovna, recepce a klubovny jsou uspořádány v rohové části budovy, zatímco hotelové pokoje jsou v obou vzdálenějších křídlech. Kruhová hala, 35 m v průměru, čtyři podlaží hluboká a zastřešená bílou kupolí, je centrem budovy s přirozeným denním světlem. Na dně haly je vysazena vegetace typická pro pouštní oázy a plavecký bazén. Vzhledem k významu tohoto prostoru pro prostředí uvnitř hotelu je zde instalováno dálkové ovládání přirozené ventilace. Beton byl vybrán jako hlavní konstrukční materiál vylučovacím způsobem. Cihly nebo ocel byly vyloučeny vzhledem k ekonomickým a praktickým důvodům. Také požadavky na údržbu pro zajištění trvanlivosti byly vyšší. Přestože i voda se musela dovážet v kontejnerech, byl zvolen beton. Hlavní pozornost autorů návrhu byla


❚

2/2014


❚

STRUCTURES

14 Obr. 12 Červené fasády hotelu, červenec 2010, ESO, J. F. Salgado ❚ Fig. 12 Red hotel facades, July 2010, ESO, J. F. Salgado Obr. 13 a) Pohled na červenou fasádu, květen 2010, ESO, b) výhled z betonové terasy do okolní horské pouště, květen 2012, ESO, C. Malin ❚ Fig. 13 a) View to the red facade, May 2010, ESO, b) view from the concrete terrace to the surrounding mountain desert, May 2010, ESO, C. Malin Obr. 14 Rozsvícený horský hotel v sedle Paranal s Mléčnou dráhou, červenec 2013, J. Colosimo ❚ Fig. 14 Lit mountain hotel in the Paranal pass with the Milky Way, July 2013, J. Colosimo

zaměřena na pohodlí cca stovky vědců a astronomů (z Chile i evropských zemí) na tomto odlehlém místě. Na rovné střeše hotelu dominuje 35m bílá kupole překrytá průsvitným polykarbonátem, který stíní vnitřní zahradu před dopadem ostrých slunečních paprsků. Vnitřní vlhkost se pohybuje mezi 5 až 80 % – téměř tropické klima. „Tento projekt je trochu jiný než ty ostatní, které jsme dělali“, řekl architekt Phillip Auer a pokračoval: „Mezi pobytem v budově a venku je zde 2/2014

❚

velký rozdíl a my jsme se snažili hranici mezi nimi co nejvíce změkčit. Pokud máte v tom nehostinném prostředí ještě stále noční směny, taková soběstačná oáza se určitě vyplatí.“

Během přípravy článku, při komunikaci s pracovníky ESO se tito velmi pochvalně vyjadřovali o hotelu a podmínkách, které uvnitř nabízí pro odpočinek astronomů a technického personálu vysokohorské observatoře.

Z ÁV Ě R

V sedle postupně vyrostlo i další vybavení, tělocvična, dílny pro pravidelnou údržbu, čištění a opravy astronomických zrcadel, místní elektrárna (několik diesel agregátů zajišťujících stabilní dodávku energie pro vysoce citlivé astronomické přístroje) a mechanické dílny. Celý komplex observatoře funguje jako „ostrov“ v poušti, kam se musí vše podstatné, jako voda, potraviny a palivo, dovážet z Antofagasty vzdálené asi 120 km na sever. Izolovanost místa je pro Paranal observatoř náročná zejména po logistické stránce, naopak podmínky pro astronomická pozorování jsou zde excelentní. ESO hotel na Cerro Paranal tvořil atraktivní kulisu jednoho z filmů o agentu 007 Jamesi Bondovi „Quantum of Solace“. Konstrukce je ve filmu poničena výbuchem, v záběru šlo však pouze o dobře připravený model.


Investor Architekt Návrh konstruce Dodavatel Mezinárodní soutěž Realizace Celkový objem Podlahová plocha Pigment Beton Náklady celkem – stavební konstrukce

ESO European Southern Observatory, München Auer Weber Assoziierte, München Mayr + Ludescher, München Vial y Vives, Chile 1998 červenec 1999 až leden 2002 40 000 m3 8 000 m2 Bayferrox 600 N 2,3 % z váhy cementu C20/25 a C27/37 11 mil Euro 8,7 mil Euro

Redakce děkuje za poskytnuté materiály architektonické kanceláři Auer Weber Assoziierte, München, ESO European Southern Observatory, München (www.eso.org) a dodavateli pigmentů do betonu společnosti Lanxess GmbH, Germany.

Připravila Jana Margoldová, redakce

11


❚

STRUCTURES

MONOLITICKÉ ŽELEZOBETONOVÉ KONSTRUKCE NA RETENČNÍ NÁDRŽI JENEWEINOVA V BRNĚ ❚ MONOLITHIC REINFORCED CONCRETE STRUCTURES ON JENEWEINOVA RETENTION TANK IN BRNO Jiří Zahrada Stavba retenční nádrže (RN) Jeneweinova je jednou z nejvýznamnějších staveb na kanalizační síti města Brna zajišťující zlepšení čistoty řek protékajících městem. Její umístění v centru města a technické řešení kladlo vysoké nároky na postup výstavby, kvalitu provedení železobetonových konstrukcí a použité betonové směsi. Ve složitých geologických podmínkách vzniklo jedinečné vodohospodářské dílo, jehož podstatná část je skrytá pod terénem v podzemí. ❚ A construction of the Jeneweinova retention tank (RN) is one of the most important buildings of the sewer network of the city of Brno. RN provides improved cleanliness of rivers flowing through the city. Its location in the city centre and its technical solutions put high demands on construction progress, quality and design of the reinforced concrete structures and used concrete mixtures. A unique water work was created in complex geological conditions. A big part of this construction is hidden under the ground.

K O N C E P C E N ÁV R H U R N J E N E W E I N O VA

Jedním z nejvýznamnějších projektů města Brna realizovaných v oblasti rekonstrukcí městské stokové sítě je stavba kryté retenční nádrže v místě soutoku Svitavského náhonu s řekou Svratkou poblíž ulice Jeneweinova. Jedná se o podzemní akumulační objekt, který je navrhovaný podle zásad nově koncipovaného Generelu odvodnění města Brna (GOmB). GOmB slouží jako analytický podkladový materiál pro Územní plán města Brna. V červnu 2013 dokončená retenční nádrž (dále RN Jeneweinova) zajistí ochranu recipientů Svratky a Svitavského náhonu před jejich znečišťováním odpadními vodami z kanalizace za dešťových událostí. V retenční nádrži se budou v průběhu intenzívnějších dešťů akumulovat odpadní vody, které přitékají převážně jednotnou kanalizací z povodí kmenové stoky B a stoky B01. Retenční nádrž je navržena jako průtočná se dvěma postupně plněnými komorami – vnitřní retencí o obje12

mu 4 000 m3 a vnější retencí o objemu 4 600 m3. V průtočném režimu plní RN funkci hydro-mechanického separátoru vlivem efektu „příčné cirkulace“ ve vnitřním mezikruží. Ta svým účinkem přispívá k zachycení vysokého podílu usaditelných látek ve vnitřní retenci. Nerozpuštěné látky zachycené v nádrži budou již v průběhu srážky (po nastoupání hladiny ve vnitřní retenci do výšky 2 m – upřesní výsledky provozních zkoušek) transportovány čerpadly zpět do kanalizace. Po každé srážkové události, která způsobí naplnění retenční nádrže, dojde k automatickému vyprázdnění, vyčerpání nádrže s následným oplachem dna nádrže. Ekonomicko-ekologická studie, vypracovaná v rámci GOmB, doporučila jako nejefektivnější návrh vybudování retenčního objemu 8 600 m3. Nedostatek místa pro potřeby stavby RN si vynutil poměrně komplikované tvarové řešení s uvažovaným zahloubením dna retenčního prostoru do hloubky – 19,4 m. Kruhové půdorysné řešení, jež v současnosti využívá například podobně koncipovaná retenční nádrž ve francouzském Bordeaux (40 000 m3, hloubka 20 m), umožnilo plynulé zaústění přepadů nejen z kmenové stoky „B“, ale i plánované připojení stoky z povodí uličních stok Dornych–Plotní. Předpokládaná doba prázdnění nádrže po skončení srážky je 8 h – dle kapacitních možností ČOV. Schéma retenční nádrže je znázorněno na obr. 1, orientační situace na obr. 2. Retenční nádrž byla budována ve velmi stísněných podmínkách na soutoku Svratky se Svitavským náhonem. Vedle samotné RN byly budovány nebo rekonstruovány další objekty na funkčních stokách B a B01, byl proveden protlak pod dnem Svitavského náhonu pro výtlačná potrubí ze střední retence a všechny práce musely být provedeny bez přerušení provozu. Na obr. 3 je vidět, jak tato stavba přispěje k čistotě vod v řece Svratce, neboť k přepadu, již předčištěné vody z RN, dojde pouze ve čtyřech případech ročně.

V Ý S TAV B A R E T E N Č N Í N Á D R Ž E

Pažení výkopu Pažení výkopu pro kruhovou retenční nádrž s obrysem o průměru 32,8 m a hloubkou dna výkopu 20,83 m pod horní hranou pažení bylo navrženo monolitickou podzemní stěnou tloušťky 1 m (beton C30/37-XA1) ve tvaru pravidelného 45stěnu, složeného z patnácti třízáběrových lamel celkové výšky 31 m včetně ohlubňového věnce. Staticky působí podzemní stěna jako uzavřená kruhová klenba zatížená radiálně zemním tlakem. Pro zajištění stability dna retenční nádrže bylo navrženo zpevnění zemin pode dnem výkopu tryskovou injektáží. Dle dohody se statikem vestavby a projektantem akce byl líc kruhové podzemní stěny (PS) – pažící výkop pro RN ztotožněn s obrysem RN a případné odchylky PS mohly být řešeny v obvodové monolitické železobetonové stěně RN tloušťky 1,2 m. Předpokladem návrhu bylo oddělení výkopu pro RN a výkopu pro nátokový žlab (NŽ), přičemž hloubení výkopu pro žlab bylo možno provádět až po dokončení hrubé stavby retenční nádrže [1]. Konstrukce RN Celá nádrž je řešena jako železobetonová konstrukce, včetně nátokového žlabu, který překonává na rozvinuté délce 35 m převýšení 14 m a jehož podélný sklon se plynule mění v rozsahu cca 5 až 80 % (obr. 4). Při návrhu jednotlivých betonových konstrukcí muselo být přihlédnuto k tomu, že se nacházejí v prostředí

Obr. 1 Příčný řez RN section

❚

Fig. 1

Cross

Obr. 2 Orientační situace kanalizačního uzlu u retenční nádrže (RN) ❚ Fig. 2 Indicative situation of the sewage node around the retention tank (RN) Obr. 3 Znázornění přepadů do RN a z RN do recipientu v typickém roce ❚ Fig. 3 Diagram of the overflows into the RN and out of the RN into the recipient within a typical year


❚

2/2014


❚

STRUCTURES

1

1 2 3 4 5 6 7 8

Nátokový žlab Čerpací jímka Vnitřní retence Vnější retence Schodiště Obslužný domek Podzemní pažící konstrukce Příjezdová komunikace a sadové úpravy

1 8 9 10

Nátokový žlab Příjezdová komunikace Odlehčovací komora na stoce B Odlehčovací komora na hlavní stoce B01 Odlehčovací stoky Lapáky štěrku Nádrž na oplachovou vodu Výtlak vnitřní retence Výtlak vnější retence Měrné šachty Napojení výtlaků do kmenové stoky B Odtok z retenční nádrže Shybka pod hlavní stokou B01 Soutoková komora na odlehčovací stoce Oplocení areálu

2

8 21

13

11 12 13 14 15. 16. 17.

11

18 19

ITA SV

20

VS

12

KÝ

10

NÁ

14

1

18. 19. 20.

N HO

16

15

21.

9 11

17

SVRATKA

17

3 14 000

Přepad z odlehčovacích komor do RN

Objem [m3]

12 000 10 000 8 000

Čerpání z vnitřní retence do kmenové stoky B

6 000 4 000

Přímý přepad z RN do recipientu

2 000 0

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 Počet dešťových událostí

2/2014

❚


13

Použité betony Betony RN byly navrhovány jako betony pro významné stavby (předpokládaná životnost 100 let) dle tabulky F.2, CZ, ČSN EN 206-1, Změna Z3. Projektant požadoval maximální průsak vody dle ČSN EN 12390-8 50 mm. Ze statického hlediska by byl pro železobetonové konstrukce dna a stěn RN vyhovující beton pevnostní třídy C20/25. Beton RN je vystaven vlivu spodní vody (XA1), která nastoupá mezi pažící Milánskou stěnu a vnější stěnu nádrže. Vnitřní stěny a dno nádrže je vystaveno vlivu přepadových vod ze společné kanalizační sítě jen několikrát do roka (obr. 3). Po každé srážkové události, která způsobí naplnění retenční nádrže, dojde k automatickému vyprázdnění, vyčerpání nádrže s následným oplachem dna nádrže. Voda zůstává v retenční nádrži jen krátce, proto byl pro stěny navržen stupeň vlivu prostředí (XC2). Nejvíce namáhané jsou části dna a stěn spodní části vnitřní retence a nátokový žlab unášenými splaveninami XM2. Nakonec statik 14

STRUCTURES Tab. 1

Used types of concrete on the RN

dno

stěny

stěny

CEM I, 42,5 [kg/m3] příměsi [kg/m3] w/c [-] frakce kameniva, počet průkazní zkoušky fcm,cube [MPa] vzorky stavba fcm,cube [MPa] hl. průsaku průkazní zk. [mm] hl. průsaku stavba [mm]

255 90 0,54 4 40 51 30 22

300 45 0,53 4 40 47 28,8 25,4

345 0 0,5 4 48 54 25,8 17,3

rozhodl, že budou použity betony dle tabulky 1. Masivnost konstrukce (vnější stěna má tloušťku 1,2 m) nedovolila z ekonomických důvodů omezit šířku trhlin vyztužením ve smyslu EN 1992, proto jsme se snažili eliminovat smrštění a vývin hydratačního tepla betonu jeho složením a minimalizací množství cementu. Pro zajištění odolnosti proti obrusu byly stanoveny požadavky na složení betonu, přičemž spodní části stěn byly navíc opatřeny silikatizačním nátěrem pro zpevnění povrchu a částečné utěsnění povrchových pórů. Pro návrh složení betonů jsme stanovili další doplňující požadavky: • Beton musí vyhovovat EN 206-1 požadované třídy. • Obsah cementu + obsah částic ≤ 0,125 mm - musí být ≤ 400 kg/m3 betonu pro obsah cementu c ≤ 300 kg/m3 betonu, - musí být ≤ 450 kg/m3 betonu pro obsah cementu c ≥ 350 kg/m3 betonu, - mezi těmito extrémními hodnotami je možno interpolovat. • Cement: CEM I, CEM II/A-S, CEM II/ B-S, třídy 32,5 nebo 42,5, minimalizovat obsah cementu. • Konzistence – při sednutí kužele 80 až 170 mm by mělo být rozlití betonu 410 ± 20 mm při přejímce na stavbě a během hodiny po přejímce by rozlití betonu nemělo být menší než 360 mm. Beton musí být čerpatelný.

C40/50, XC4, XF3, – Cl0,4, Dmax = 22(CZ, F2)

místo použití

500 spádové betony a žlab 325 32 0,52 4 49 52 16,2 16

C40/50, XC2, XA1, – Cl0,4, Dmax = 16 (CZ, F2)

150

C16/20, X0, – Cl0,4, Dmax = 22(CZ, F2)

2 500

820

1 300

6

200

stropní deska 390 0 0,45 3 54 48 12,5 15

vyrovnávací spádová vrstva

1 600

prefabrikáty

C30/37, XC4, XF3, – Cl0,4, Dmax = 22(CZ, F2)

množství [m3]

sledovaná veličina

C30/37,XC2,XA1,XM2 Cl0,4, Dmax=22 (CZ, F2)+mikrosilika

C30/37,XC2,XA1,XM2 Cl0,4, Dmax=22 (CZ, F2)

Typ betonové konstrukce monolitické konstrukce výplň

stropní panely

❚

schodišťová ramena

Tab. 1 Použité druhy betonů na RN

C25/30, XC2, XA1, Cl0,4, Dmax=22, (CZ, F2)

s účinkem obrušování a otloukání unášenými splaveninami, a to při vysoké rychlosti proudění vody. Nejvíce namáhanými částmi jsou žlab a spodní části vnitřní retence. Postup výstavby monolitických betonových konstrukcí byl limitován několika statickými omezeními: • Dno nádrže a první takt betonáže musel být separován od pažící milánské stěny. • Před betonáží druhého taktu vnější stěny musela být vybetonována převážná část ostatních vnitřních konstrukcí a uložena polovina objemu vyrovnávacího betonu. • Druhý a další takty vnější stěny musely být kotveny k milánské stěně vlepenými trny. • Před bouráním prostupu pro nátokový žlab musela být dokončena monolitická stropní konstrukce. • Čerpání spodních vod mohlo být ukončeno až po dokončení vyrovnávacího a spádového betonu. K těmto omezením jsme museli přihlédnout při organizaci výstavby železobetonových konstrukcí. Výstavba RN byla zahájena betonáží dna ve dnech 20. a 21. prosince 2011 a dokončena betonáží druhé vrstvy betonu stropu 6. srpna 2012. Nátokový žlab byl dokončen a napojen na lapače štěrku 6. března 2013.

❚

C25/30, XC2, XA1, – Cl0,4, Dmax=22, (60dnů)(CZ, F2)


• Kamenivo

- zrnitost dle EN 933-1, - ≤ 0,063, ≤ 3 % (kamenivo 0-4), ≤ 1,5 % (kamenivo d > 4 mm), - obsah chloridů ≤ 0,02 %, - sírany rozpustné v kyselině ≤ 0,8 %, - celková síra ≤ 1 %, - lehké zněčišťující částice ≤ 0,25 % (kamenivo 0-4), ≤ 0,05 % (kamenivo d > 4 mm), - organické složky ovlivňující tuhnutí a tvrdnutí cementu se nepřipouští, - mrazuvzdornost (úbytek hmotnosti) ≤ 1 %, - hustota – deklarované hodnoty, - odolnost proti alkalické reakci – nereaktivní, - podíl drcených zrn ≥ 50 %, EN 933-5 (kamenivo d > 4 mm). • Pro agresivitu prostředí XM2, popř. XM3 použít kamenivo (0-4) těžené z vody. - Kamenivo d > 4 mm drcené LA25. Nesmí být použito kamenivo z uhličitanových hornin (vápence, dolomitu), podíl silicitů, křemene a vůči větrání odolných hornin > 75 %. • Dmax ≤ 22 mm. • Je možno použít příměsi v souladu s EN 206-1 doporučeno w/(c + kf) ≤ 0,5; c/ρc + f/ρf + w max. 300 l/m3. U žlabu a otěruvzdorných spádových betonů doporučeno použití křemičitých úletů v množství 8 až 10 %. • Provzdušňovací přísady a superplastifikační přísady s retardačními účinky se nedoporučují. Na základě požadavků platných norem a našich doplňujících poža-


❚

2/2014


davků byly navrženy betony uvedené v tab. 1. Omezení jemných částic a množství cementu vedlo k návrhu čtyřfrakčních betonů z praného kameniva. Pro betony XM2 byly vybrány lokality kameniva Zaječí (0/4) a Olbramovice (4/8, 8/16, 11/22), v ostatních případech byly použity Ledce (0/4), Olbramovice (4/8, 8/16) a Lomnička (8/16, 11/22). Cement u všech typů betonů byl CEM I 42,5 R Ladce, jako příměsi byly použity jemně mletá struska Štramberk, popílek Dětmarovice a křemičité úlety, přísady od firmy Sika. Bohužel v době návrhu složení betonů nebyla ještě platná ČSN EN 206-1 Změna Z4 (platnost říjen 2013), která zrušuje*1) všechny odkazy na tabulku F.2 (ČSN EN 206-1 Změna Z3), proto nemohlo být optimalizováno i složení betonu C30/37, XF3. Domnívám se, že ČSN EN 206-1, Změna Z3 spolu s TKP ŘSD, z kterých částečně vychází, zasluhuje mnohem hlubší revizi, a to nejen co se týče betonů v prostředí XF. V tab. 1 jsou uvedeny kubatury, místo určení a základní charakteristiky včetně výsledků průkazních a kontrolních zkoušek betonů, které byly použity na RN. Všechny betony vyhověly požadavkům projektu. VZHLED POVRCHU BETONŮ RN

Veškeré betony byly požadovány jako pohledové, proto byla vybetonována referenční stěna, aby projektant, objednatel i budoucí provozovatel posoudili dosaženou kvalitu povrchu betonu. Referenční stěna Základ referenční stěny byl z betonu určeného pro betonáž vnějších stěn a vyšších betonážních taktů stěn vnitřních. Vlastní referenční stěna byla vybetonována 18. ledna 2012 z betonu se zvýšenou odolností proti otěru, který byl navržen pro první takt betonáže vnitřní a středové stěny. Druhý takt referenční stěny o výšce 1 m byl z betonu určeného pro betonáž vnějších stěn. Použité betony (maximální jmenovitá horní mez frakce kameniva dle EN 12620+A1) C25/30 XC2-XA1-Cl0,4,

*1)

Poznámka k ČSN EN 206-1/Z4: dříve bylo obvyklé, krásně česky: „V článku se ruší….“ v této změně Z4 je důsledně používáno: „V článku se zrušuje….“. 2/2014

❚

Tab. 2

Teploty betonu referenční stěny

❚

Tab. 2

❚

STRUCTURES

Temperature of concrete in a reference wall

Beton C30/37,XC2,XA1,XM2 datum a čas betonáže teplota vzduchu teplota povrchu teplota 70 mm teplota ve středu [°C] betonu [°C] od povrchu [°C] stěny [°C] 18. 1. 2012, 15:00 5 8,5 9,1 9,9 19. 1. 2012, 7:45 -0,5 9,5 19 22,2 20. 1. 2012, 7:45 2 8,3 16,4 18,6 Tab. 3 Rozhodující konstrukce RN se základními rozměry a počtem betonážních taktů Tab. 3 Main constructions of the RN, dimensions and number of cycles of concreting

typ konstrukce dno vnitřní prstenec střední prstenec vnější prstenec strop Haindlovo spadiště schodiště vyrovnávací betony spádové betony nátokový žlab

vnější vnitřní poloměr poloměr [m] [m] 16,4 3 2,65 10 9,5 16,4 15,2 16,4 2,8 střed 4 x 3 m střed 4 x 3 m vnější i vnitřní vnější i vnitřní příčný řez 3 x 2 m

Dmax = 22 (CZ, F.2), S3, 50 mm průsak pro číslo receptury 439805 a C30/37, XC2, XA1, XM2,-Cl0,4, Dmax = 22 (CZ, F.2), S3, 50 mm průsak pro číslo receptury 439806. Beton byl dodáván z certifikované betonárny STAPPA mix., spol. s r. o., průkazní zkoušky betonů byly doloženy. Referenční plocha byla obdobou středové stěny retenční nádrže a představovala v podstatě výsek vnitřní stěny o rozměrech 2 x 3 m. Odpovídající byla i výztuž referenční stěny. Jako bednící desky byly použity desky pro nejtvrdší požadavky z křížem lepené dýhy. Tyto vysoce kvalitní překližky jsou používány pro hladký pohledový beton a jsou oboustranně potaženy zesíleným povlakem z fenolové pryskyřice. Odbedňovací přípravek na bázi minerálních olejů (Peri olej) byl na bednící dílce nanášen nástřikem s následným rozetřením. Beton byl z betonárny dopraven autodomíchávačem. Do bednění byl ukládán po vrstvách čerpadlem. Hutnění a ukládka probíhala ve smyslu TP po vrstvách s hutněním ponornými vibrátory. Po osazení těsnícího plechu byl horní povrch stržen dřevěným hladítkem. Průběh teplot [oC] v části referenční stěny z C30/37, XC2, XA1, XM2 je uveden v tab. 2. Stěna byla odbedněna a ihned po odbednění opatřena parotěsným nástřikem, překryta geotextilií a vodonepropustnou plachtou.


tloušťka betonu [m] 1,98 0,35 0,5 1,2 1 0,35 0,35 0-7 0,35 0,4

výška konstrukce [m] 17,1 17,1 17,1 17,1 17,1 17,1 Lamely =

❚

takty betonáže, počet 1 5 5 4 2 5 5 15 3 42

Na základě prohlídky referenční stěny bylo rozhodnuto: • Pohledovost betonů na RN bude odpovídat nebo bude lepší. • Referenční stěna bude přístupná po celou dobu výstavby železobetonových konstrukcí. • Provést ukázkovou sanaci nehomogenit v oblasti pracovní spáry a v oblastech kolem spřahovacích tyčí včetně utěsnění otvoru. • Na půlce stěny provést silikatizační nátěr Chem-Crete Pavix® CCC 100. • Z referenční stěny budou odebrány tři jádrové vývrty přes celou tloušťku stěny. • Povrch stěny bude jednoznačně popsán a fotograficky zdokumentován. • Bude vypracována závěrečná zpráva o referenční stěně. Následně byly prohlédnuty jádrové vývrty a sjednocen celkový popis vyhodnocení referenční plochy pro kvalitu pohledových betonů pro stavbu RN Jeneweinova a vodovod Komárov. Všichni zúčastnění se shodli a podpisem stvrdili následující popis: a) struktura povrchu a provedení spár - hladká a uzavřená, povětšinou jednotná betonová plocha, - žádná hnízda hrubšího kameniva, - v místech spojů dílců bednění výrony cementového mléka (jemné malty) šířky do 3 mm, - skoky povrchu mezi jednotlivými bednícími dílci do 5 mm, - otisk rámu bednícího dílce se připouští, 15

❚


STRUCTURES

a 5070

5000

197,770 a

b

b

1000

5000

5000

c

5000

d

5000

e

f

5000

4 5000

g

h

k 197

197 196 195 194

5

5000

j

196 194,200

5,13%

193,910

195

17,6%

194

193

193

57,2

192

%

191

192 191

190,160

190

190

189

79

,6%

188

2045

3605

3690

189

660

188

187

187

186

186

55,2

%

185

1340

184

32,8

%

183

185 184 183

13,6%

182

181,130

181

5,0%

182 181

180

180

179

179

180,620

a 192,960

193,910 b

192,960 c d 190,160

194,180 a

186,220 e

6 f 183,460

g 181,820

h 181,130

d 181,080 181,010

b

j 180,870

k 180,620

180,620 m

c 7

8

b) pórovitost - povrch betonu musí být uzavřený, rovný, bez větších pórů. Výskyt pórů o velikosti do 15 mm a hloubce 5 mm se připouští ojediněle, a to v počtu pórů 10 až 15 mm max. 10 ks/m2, c) barevnost - není žádný požadavek na barevnost realizované konstrukce, d) pracovní spáry - výškový odskok mezi dvěma sousedními úseky betonáže do 5 mm, 16

- výrony jemné malty na straně k dříve betonovanému dílu musí být včas odstraněny, - doporučuje se použití trojhranných lišt, e) dodatečná úprava povrchu betonové konstrukce - stěna mezi vnitřní a vnější retencí ze strany vnitřní retence, v rozsahu prvního pracovního postupu, bude ošetřena nátěrem Chem-Crete Pavix® CCC 100. Ve stejném rozsahu bude ošetřena i stěna čerpa-

cí stanice vnitřní retence ze strany vnitřní retence. Jedná se o nátěr otěruvzdorných betonů. Ošetření bude provedeno nad úrovní spádových betonů. - bude provedeno utěsnění otvorů po spínacích tyčích bednění dle TP zhotovitele. Tím, že byly jednoznačně stanoveny vizuální parametry povrchu, betonu a vypracována závěrečná zpráva, která byla schválena zástupci objednavatele i budoucího uživatele, odpadly ob-


❚

2/2014

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E 9

❚

STRUCTURES

10

11

12

Obr. 4 Schéma žlabu, řez v ose a pohled shora of the trough-section in axis and top view

❚

Fig. 4

Schema

Obr. 5 Separace dna od Milánských podzemních stěn ❚ Fig. 5 Separation of a base from Milan underground walls Obr. 6

Poslední takt vnější stěna

Obr. 7

Strop RN

Obr. 8

Dokončená RN

❚

Fig. 7 ❚

❚

Fig. 6

Ceiling of the RN Fig. 8

Completed RN

Obr. 9 Bourání Milánské podzemní stěny of the uderground walls Obr. 10

Žlab vně RN

❚

Last tact outer wall

Fig. 10

Obr. 11 Dno žlabu ve stěně RN in the wall of the RN

❚

Fig. 9

Demolition

The trough outside the RN ❚

Fig. 11

Base of trough

Obr. 12 Zabetonovaný průchod žlabu stěnou RN ❚ Fig. 12 General view on pass through the wall after concreting of the trough

vyklé problémy při subjektivním posuzování pohledové stránky betonu při přejímání konstrukce. Měřením teplot byla prokázána účinnost navrhovaného způsobu ošetřování betonu i za nízkých teplot. Výsledná pohledovost betonu RN byla lepší než u referenční stěny, lokální sanace byly provedeny pouze na několika hranách konstrukce. V Ý S TAV B A R N

RN je možné rozdělit na několik vzájem2/2014

❚

ně propojených železobetonových konstrukcí (tab. 3). Betonáž vnitřních stěn probíhala do skruženého oboustranného bednění, vnější stěna byla betonována do jednostranného bednění s přikotvením skalními kotvami k milánským stěnám. Vnější stěna byla betonována po polovinách. Vyrovnávací betony byly betonovány po lamelách schodovitě, spádové betony byly ukládány proti spádu a povrch byl ručně zapraven. Velmi obtížná byla betonáž nátokového žlabu, proto bude popsána podrobněji.


Nátokový žlab RN Osa nátokového žlabu je v půdorysu kružnicí, v rozvinutém řezu pak empiricky proloženou křivkou, která na délce cca 35 m překonává výškový rozdíl cca 14 m (obr. 4). V oblasti inflexního bodu byl spád cca 80 %, proto bylo nutné ukládat beton do bednění se záklopem. Obdélníkový průřez žlabu 3 x 2 m je konstantní a v obou osách kolmý na osu žlabu, povrch žlabu tedy tvoří zborcené plochy. Vytváření složitého prostorového 17


❚

STRUCTURES

CONCRETE AND CULTURE: A MATERIAL HISTORY Adrian Forty Royal Institute of British Architects vyhlasil v říjnu 2013 vítěze Ceny presidenta institutu za výzkum v roce 2013. Prestižní cena byla udělena

profesoru

Adrianu

Fortymu, The Barlett School of Architecture at UCL, autoru knihy Concrete nad Culture: A Material History, za pozoruhodný a význačný výzkum, jehož poznatky a závěry jsou prezentovány v uvedené knize. Porotci se shodli, že je to kniha o hledání cesty k betonu, materiálu často znevažovanému, který však má obrovský potenciál z pohledu estetického, sociálního i technického. Představuje zajímavé příklady a příběhy, je poutavě napsaná a přináší řadu významných poznání.

Autor přípravě napsání knihy věnoval několik let vyhledávání a sbírání poznatků a dostupných informací po celém světě. Na jejich základě mapuje v knize vztah betonu a moderní kultury v širším slova smyslu, od jeho „znovuobjevení“ v druhé polovině 19. století sleduje, jak se měnil ve vztahu k rozvíjejícímu se poznání jeho povahy, vlastnostem z pohledu času a materiálu. Rozebírá a diskutuje také, jak se s ním architekti postupně učili zacházet, jakou roli hrála v tomto procesu aktuální politika, film, náboženství či pracovní vztahy, stejně jako dnešní otázky a argumenty ve vztahu k udržitelnosti. Přestože beton byl zásadní pro výstavbu některých celosvětově uznávaných avantgardních staveb, stále je považován za kontroverzní materiál a to nejen kvůli výhradám, že stírá jedinečnost místa, protože stejné betonové stavby se bednění by bylo velmi nákladné a neekonomické, proto bylo rozhodnuto žlab betonovat po lamelách vytvořených z rovinných ploch. Délka každé lamely byla výpočtem stanovena tak, aby navazovala výškově na teoretické vytýčení lamely předchozí a v ose byla sečnou požadované křivky průběhu žlabu. Po proložení roviny vypočítanými krajními body a osou bednění nesměl rozdíl ve vzdálenějších rozích bednění lamely překročit ± 15 mm oproti teoretickým výškám. Délky jednotlivých lamel nepřekročily 1,2 m. Jednotlivé lamely bednění byly vyrobeny z překližek a dřevěných trámků, při své šířce umožnovaly mírné zkroucení, takže byly dodrženy maximální povolené výškové rozdíly mezi jednotlivými lamelami 5 mm. Díky uvedenému způsobu vytyčování bednění se podařilo udržet teoretický tvar žlabu s dostatečnou přesností. Průřez byl betonován s těsněnou pracovní spárou umístěnou nad náběhy spodní desky. 18

dají postavit prakticky kdekoliv. V knize autor provádí čtenáře napříč Evropou, Severní a Jižní Amerikou a dálným východem a poukazuje na globální konsekvence použití materiálu v různých místech. Po úvodu je kniha rozdělena na deset kapitol, které každá nabízejí jiný pohled na beton, někdy netradiční nebo v překvapivých souvislostech: • one – Mud and modernity • two – Natural or unnatural • three – A medium without history • four – The geopolitics of concrete • five – Politics • six – Heaven and earth • seven – Memory or oblivion • eight – Concrete and labour • nine – Concrete and photography • ten – A concrete renaissance Kniha je doplněna bohatým výčtem referencí (299 položek), vybranou bibliografií a dobře sestaveným indexem. Poněkud nečekané je uměřené množství pouze černobílých fotografií a dalších grafických informací, o to více je tu zajímavého textu, který čtenář může prokládat do svých vlastních zážitků ze setkání s betonem. Concrete and Culture: A Material History Adrian Forty Vydalo: Reaktion Books LtD, London, První vydání 2012 www.reaktionbooks.co.uk pevná vazba, 175 x 225 mm 335 stran ISBN 978-1-86189-897-5

Další komplikací byl průnik žlabu stěnou RN a pažící Milánskou stěnou. Délka průniku vnitřního okraje žlabu přesahovala 10 m. Žlab prochází otvorem poměrně těsně a horní deska žlabu je v podstatě nepřístupná. Po dohodě s projektanty jsme navrhli změny tvaru výztuže a betonáž celého průniku jako bloku, v němž žlab vytvořil otvor. Z ÁV Ě R

Díky těsné a tvůrčí spolupráci zhotovitele, projektanta, zadavatele a budoucího provozovatele se podařilo během výstavby předejít případným problémům a vytvořit dílo, které je ojedinělé v rámci kanalizační sítě ČR. Zkušenost a odborná erudice pracovníků dodavatelské firmy OHL ŽS, a. s., spolu s tvůrčím přístupem všech zaměstnanců dala vzniknout dílu, které by svou estetickou úrovní a kvalitou mohlo být cílem exkurzí všech odborníků zabývajících se betonovými konstrukcemi, bohužel však zůstane nenápadně ukryté hluboko pod zemí.

Literatura: [1] Hradská A., Prax P.: Retenční nádrž Jeneweinova v Brně, CKAIT IK 2014

N Á K L A D Y S TAV B Y

Celkem dle smlouvy s objednavatelem činily stavební náklady 478 352 180,50 Kč bez DPH. Náklady na železobetonové konstrukce představovaly cca 13 % bez Milánských stěn.

Tento článek vznikl za spolupráce následujících firem a jejich zástupců: Ing. Alexandra Hradská a Ing. Petr Prax, Ph.D. – oba Pöyry Environment, a. s., pan Petr Kubík – stavbyvedoucí OHL ŽS, a. s.

Ing. Jiří Zahrada, CSc. OHL ŽS, a. s. mob.: 602 565 326 e-mail: [email protected]


❚

2/2014

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

❚

MATERIALS AND TECHNOLOGY

Obr. 1 Letecký záběr VD Orlík [4] ❚ Fig. 1 Aerial view of the Orlík dam [4]

1

ANALÝZA BETONU Z TĚLESA PŘEHRADY ORLÍK PO PADESÁTI LETECH ❚ ANALYSIS OF CONCRETE FROM THE BODY OF THE ORLÍK DAM AFTER FIFTY YEARS Ondřej Zobal, Lubomír Kopecký, Pavel Padevět, Vít Šmilauer, Zdeněk Bittnar

Concrete was analysed for potential changes in structure, phase composition and physicalmechanical properties, due to long time period after construction. The characteristic concrete compressive strength increased from 10.1 MPa

Článek pojednává o betonu tělesa přehrady

at 28 days to 38.7 MPa at 50 years.

vodního díla Orlík, a to více jak padesát let od dokončení. Při výstavbě se z důvodu omeze-

VODNÍ DÍLO ORLÍK

ní maximálních teplot při tvrdnutí betonu použil

Vodní dílo (VD) Orlík stále náleží k nejvýznamnějším stavbám svého druhu uskutečněným na území České republiky. Jako největší vodní dílo na našem území (obr. 1) je součástí tzv. Vltavské kaskády, kam se řadí další přehradní jezera Lipno, Hněvkovice, Kořensko, Kamýk, Slapy, Štěchovice a Vrané. Nejdůležitější účely tohoto VD jsou minimalizace průtoků na Vltavě a ochrana sídel na řece před katastrofálními záplavami, dodávka elektrické energie v interva-

elektrárenský popílek v kombinaci se strusko-portlandským cementem. Účelem zkoumání bylo odhalit a stanovit možné látkové, fázové a strukturní změny betonu, které lze po tak dlouhé době předpokládat. Charakteristická pevnost betonu v tlaku vzrostla z 10,1 MPa ve 28 dnech na 38,7 MPa po padesáti letech.

❚ The

paper characterizes concrete of the Orlik dam more than fifty years after construction. Fly ash in combination with slag-portland cement was used to mitigate maximum temperatures.

2/2014

❚


lech vysokých odběrů ze sítě, dodávka povrchové vody, rekreace a vodní sporty, plavba v nádrži a rybí hospodářství [1]. V období výstavby, mezi léty 1956 až 1961, bylo VD Orlík jednou z nejnákladnějších staveb: tehdejší cena dosahovala 1 miliardy korun. Stavba pohltila veliké objemy stavebních materiálů. Návrh díla a zejména jeho prováděcí projekt byly během přípravy konzultovány též s externími specialisty, zejména z ČVUT v Praze [2, 3]. Přehradní těleso VD Orlík Vodní dílo Orlík tvoří tři části – těleso přehrady, vodní elektrárna a plavební zařízení – zdymadlo s výtahem (obr. 2). Těleso přehrady je přímá, tížná betonová hráz, vysoká max. 81,5 m a v ko19


❚


Obr. 2 a) Příčný řez přehradním tělesem Orlické přehrady [1], b) pohled na těleso přehrady – vzdušná strana, v popředí těleso lodního výtahu, vpravo dole budova elektrárny, c) revizní štola v tělese přehrady ❚ Fig. 2 a) Cross section of the Orlík dam [1], b) the body of the dam, – aerial side, in the front the body of the ship elevator, on the bottom right the power plant building, c) inspection gallery in the body of the dam 2a

2b

2c

runě dlouhá 450 m [5]. Objem materiálu na betonáž samotného tělesa byl obrovský, jednalo se o 923 000 m3 betonu. Dokonalý harmonogram prací a promyšlená technologická řešení však umožnila vybetonovat 83 % kubatury již za třicet dva měsíců [3]. Složení betonu hráze Během betonáže bylo složení betonu hráze upravováno (viz kapitola Omezení hydratačního tepla). Do původní receptury byl přidáván elektrárenský popílek. V tab. 1 je uvedeno složení konečných receptur betonu. Výroba betonu pro stavbu hráze Výroba betonu byla plně mechanizována a automatizována, pracovalo se po dvou jedenáctihodinových směnách, pět a půl dne v týdnu. Podle projektu bylo potřeba vyrábět 40 000 m3 betonu měsíčně, celkově tak bylo namícháno přes 1 mil m3 směsí pro výrobu betonu. Protože nebyly k dispozici místní zdro20

je kameniva a ani štěrk z okolních vltavských teras nebyl vhodný (malé objemy, horší vyzrálost sedimentu), byl dovážen labský štěrkopísek, tehdy průběžně těžený při úpravách a prohlubování koryta Labe k zabezpečení říční dopravy plavidly stále větších rozměrů a ponoru. Toto kamenivo bylo vytříděné do pěti frakcí (0–3, 3–10, 10–25, 25–50, 50–100 mm) a na stavbu dopravováno po železnici. Celkem bylo dovezeno více jak 1,2 mil m3 říčních štěrků a dalšího, doplňkového kameniva. Z cementárny v Králově Dvoře bylo na místo výstavby přepraveno 220 000 t cementu. Jeho deklarovaná kvalita však značně kolísala, proto byla v místě výstavby zřízena kontrolní laboratoř, jež provedla přes 9 000 různých zkoušek cementu a na 30 000 nedestruktivních měření vlastností betonu během hydratace, a to před i po uložení. Ojedinělý byl způsob kontinuální výroby betonu ve třech horizontálních míchačkách. Na stavbu bylo třeba rych-

le dodávat veliké objemy betonu, navíc v celkem deseti různých druzích. Hrázové lamely byly oddilatovány po 15 m a byly široké až 30 m. Kubatura jedné lamely činila až 900 m3. Beton byl postupně zhutňován v 500 mm mocných vrstvách, pomocí „dvoumužných“ vibrátorů o váze 86 kg. Pracovaly s frekvencí 9 000 kmitů/min. [2, 3]. Omezení hydratačního tepla Během počáteční betonáže hráze (cca pět bloků, 130 000 m3 betonu) měla směs pro výrobu betonu běžné složení, s aplikací pouze strusko-portlandského cementu. Po vybetonování a při příchodu chladnějšího období se začaly na blocích objevovat trhliny. Trhliny byly většinou 1 mm široké a zasahovaly do hloubky 1 maximálně až 3 m. Příčinou trhlin byly rozdílné teploty mezi povrchem a vnitřní partií masivní konstrukce, kdy byl zjištěn teplotní rozdíl 22,5 °C v hloubce 6 m. Teplotními čidly byla naměřena povrchová teplota


❚

2/2014

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

❚


3b

0 °C, avšak uvnitř bloku +40 °C, a to v betonu starém 30 dní od zhotovení. Příčinou vzniku trhlin byl nadměrný vývin hydratačního tepla. Pro jeho snížení se tehdy používaly následující metody: chlazení záměsové vody, přidávání ledové krupice do betonové směsi, nebo chlazení uloženého betonu soustavou trubek s proudící studenou vodou [2, 3]. Z ekonomických, časových a zásobovacích důvodů nebyla ani jedna varianta použita. Naopak byl zvolen jiný postup, a to nahrazení části slinku elektrárenským popílkem. Tato aplikace se úspěšně používá i v současnosti pro masivní konstrukce, jak ukazují příklady z praxe i modely [6]. V počátečním stadiu hydratace poTab. 1 Složení pojiva betonu na VD Orlík, [2] ❚ Tab. 1 Composition of the binder for the Orlík dam, [2]

pílek nereaguje a nárůst teploty je dán pouze uvolňováním hydratačního tepla vlastního cementu, jehož množství v daném případě bylo redukováno ve prospěch popílku. Popílek vstupuje do děje až v etapě vývoje Ca(OH)2, při hydrataci alitu a belitu a vzniku prvních C-S-H gelů, formou pomalé pucolánové reakce s Ca(OH)2. Teprve, až když se alkalinita prostředí genezí hydroxidu vápenatého výrazně zvýší (pH > 11), nastává částečné rozpouštění alumisikátových komponent popílku – v první řadě struskovitých částic. Při této reakci se zároveň spotřebovává Ca(OH)2, uvolňovaný hydratací cementového slínku. Nově vzniklé pojivo téměř neobsahuje volný Ca(OH)2, který by byl jinak za-

stoupen v hojném množství. Přídavek popílku má několik příznivých efektů: • menší množství hydratačního tepla na objem betonu, • úsporu cementu, • spolu s hrubě mletým slinkem též přispěl k zvýšení dlouhodobé pevnosti takto připraveného betonu. Odběry vzorků betonu pro instrumentální analýzy a měření Ve štole a na povrchu tělesa přehrady byly provedeny jádrové vývrty o průměru 80 mm a délce až 3 m, které odebraly 3krát jádrový a 3krát obalový beton. Na obr. 3 je ukázka odvrtávání jádrového betonu v jedné ze štol. Navíc byla získána tělesa o průměru 300 mm z jiného staršího odvrtu. Vzorky o prů-

4

Složení [kg/m3] Struskoportlandský Popílek cement 200 50 130 50

Beton Označení B170-obalový B80-jádrový

Obr. 3 a) Odběr jádrového vývrtu o průměru 80 mm v revizní štole přehrady, b) detail betonu vzdušné strany hráze s otvorem po odběru jádrového vývrtu ❚ Fig. 3 a) Core drilling of 80 mm in diameter in the gallery, b) detail of concrete from the aerial side of the dam with a hole after removing the core Obr. 4 Jádra o průměru 80 mm ❚ Fig. 4 Cores with 80 mm in diameter

2/2014

❚


21


měru 80 mm byly použity pro chemické a mikroskopické analýzy (obr. 4). Velké vzorky sloužily pro stanovení pevnosti betonu v tlaku a pevnosti v příčném tahu. Mikroskopická a fázová analýza K měření byl využit elektronový mikroskop FEI XL-30-ESEM vybavený energeticky disperzním mikroanalyzátorem s Si(Li) detektorem (EDAX). Snímání ve zpětně odražených elektronech (BSE) poskytlo důležité informace o distribuci stávajících fází, tedy potvrzení přítomnosti portlanditu, charakter a zrnitost zbytkových slinkových minerálů, obraz porozity, kvalitu stykové zóny mezi kamenivem a cementovým tmelem a indikaci reliktních částic popílku. Důležitými poznatky byly též charakter zrnitosti a složení štěrkopísků. Prvková analýza poskytla podrobnou informaci o látkovém složení, resp. její údaj v at. % pak nepřímý odhad zastoupení minerálních složek. Na SEM-BSE mikrofotografiích nábrusů betonu z konstrukce přehrady Orlík (obr. 5) je patrný vysoký stupeň zhutnění čerstvého betonu – pórozita zavlečeným vzduchem je minimální, také se nevyskytují póry po se-

❚


gregované vodě. Velká bílá svítící zrna (v BSE) jsou zbytky nezhydratovaného slinku – většinou belitu (C2S), podružně též alitu (C3S) a kalcium-aluminoferritu (C4AF). Cement byl dle dostupných informací mlet nahrubo záměrně, hrubé zrno cementu efektivně zpomaluje hydrataci. Zajímavý je též charakter kameniva – jak bylo uvedeno, byly to labské štěrky těžené přímo z říčního koryta, tedy ne tzv. „kopané“ štěrkopísky ze starších labských teras. Míra opracování je značná – převážně oválné valouny, zejména však zastoupení zrnitostních frakcí rovnoměrně vykrývá zrnitostní křivku od nejmenších zrn (pouze křemen, zirkon, monazit, ilmenit – tedy transportu odolávající minerály), v řádu setin až desetin milimetrů, až po velké valouny téměř deseticentimetrové. Petrografické složení štěrků (tzv. valounová analýza) prozrazuje vyzrálý sediment, tvořený dobře opracovanými valouny velice odolných hornin (kvarcitů, lyditů, metaprachovců, doleritů, granulitů). V případě labských štěrků, těžených v oblasti před soutokem s Vltavou, se uplatňuje ještě jeden faktor výborné vyzrálosti sedimentu – tedy, že veš-

5a

5b

6a

6b

22

keré toto kamenivo pochází z horních toků Labe a jeho přítoků: Úpy, Orlice, Metuje, Cidliny aj. Střední a dolní úseky těchto toků, zejména labského, totiž protékají oblastí české křídové tabule vyrovnanou spádovou křivkou a do „portfolia“ již nepřibírají další – měkké horniny. Právě tyto dva faktory, tedy spojitá křivka zrnitosti a sedimentologicky velmi vyzrálý říční štěrk, umožnily mj. významě redukovat nutné množství cementu. Mezerovitost volně loženého štěrkopísku je tedy relativně malá. Spolu s aplikací strusko-portlandského cementu s přísadou elektrárenského popílku tak byl zpomalen proces hydratace. Produkce hydratačního tepla byla rozložena do delšího časového úseku, zejména však nenastal rychlý nárůst teploty v iniciačním stadiu. To byla nutná podmínka betonáže hráze v tak objemných segmentech. Samostatně se cementové pojivo prakticky nevyskytuje (obr. 6). V oblastech mezi zrny štěrkopísku jsou v cementovém pojivu stále drobná zrnka křemene nejmenší zrnitostní frakce a také nezreagované částice popílku: kuličky Fe, popř. Fe-oxidů, dále mullitu, popř. křemenného skla. Zá-


❚

2/2014

❚


sadním poznatkem je nepřítomnost portlanditu, jenž je zcela běžný v betonech na bázi portlandských cementů, bez dalších přísad. Portlandit, vznikající při hydrataci slinkových minerálů (alitu, belitu) pucolánovou reakcí, „spotřeboval“ struskové částice popílku – tedy částice s největším měrným povrchem. „Čisté“ partie C-S-H gelu (HD-CSH) pouze lemují nezhydratované belity. Právě hydratace slinkových minerálů, a po ní, s malým časovým odstupem, následující alkalická reakce popílků v přechodně silně alkalickém prostředí (pH > 12), dala vzniknout dvěma geneticky různým typům pojiva. Tyto dva vzájemně se podmiňující procesy, které nedovolily rozvoj pórů s portlanditem a ettringitem, jsou také zdrojem poměrně vysokých pevností betonu přehradního tělesa. Objemová hmotnost a volné otevřené póry Pro výpočet objemové hmotnosti byly okraje jádrových vývrtů zarovnány. Bezprostředně po vývrtu byla jádra uchovávána v uzavřených novodurových trubkách, aby nedošlo ke ztrátě původní vlhkosti. Ze zjištěné objemové hmotnosti pů7a


vodních přirozeně vlhkých vzorků vychází, že rozdíl mezi objemovou hmotností obalového betonu B170 a jádrového betonu B80 je minimální, průměrně 2 411 kg/m3. Lze konstatovat, že míra substituce slinku popílkem neměla na objemovou hmotnost vliv. Jádrové vývrty o průměru 80 mm byly rozřezány diamantovou pilou na plátky o tloušťce 3 až 5 mm (obr. 4). Celkem byly zhotoveny tři skupiny vzorků po deseti kusech. Takto připravené vzorky byly po dobu deseti měsíců uloženy při stálé teplotě 20 °C ve vodě, dokud nedošlo k ustálení hmotnosti. Poté byly po dobu dvou měsíců umístěny do sušárny a při teplotě 105 °C vysoušeny do ustálení hmotnosti. Přepočtem bylo zjištěno, že otevřená porozita pro vodu betonu B170 činí 5,3 % a u jádrového betonu B80 5,2 %. Z pohledu nasákavosti se jedná o velmi kvalitní beton, patrně vysoce mrazuvzdorný. Pevnost v tlaku Z válců o průměru 300 mm byly vyřezány vodou chlazenou diamantovou pilou krychle o hraně 200 mm a byla provedena zkouška pevnosti v tlaku jádrového betonu B80. Test byl pro7b

Obr. 5 Přehledné snímky nábrusů betonu z vývrtu, BSE zobrazení ve zvětšení 30krát, resp. 50krát ❚ Fig. 5 Polished sections from cores in BSE, 30times and 50times magnification Obr. 6 Mikrostruktura cementového pojiva, BSE, zvětšení 250krát, resp. 1 000krát, trhliny jsou artefakty vysoušení vzorku při přípravě ❚ Fig. 6 Microstructure of the cement binder, BSE, 250x and 1 000x magnification, cracks are artefacts from sample preparation. Obr. 7 a) Nezhydratované zrno belitu se zónou HD-CSH, b) prvková liniová analýza EDS ❚ Fig. 7 a) Unhydrated belite grain with HD-CSH rim, b) EDS line analysis of elements Obr. 8 Krychle o hraně 200 mm před zkouškou pevnosti v tlaku ❚ Fig. 8 Cube 200 mm prior to the compressive stress test Obr. 9 Krychle po zkoušce pevnosti v tlaku ❚ Fig. 9 Cube 200 mm after the compressive stress test

60 50 O

40

wt %

Mg Al

30

Si Ca

20

Fe 10 0 1 4

7 10 13 16 19 22 25 28 31 34 37 40 43 46 49 distance [um]

8

2/2014

9

❚


23


❚

MATERIALS AND TECHNOLOGY Obr. 10 Pracovní diagram pevnosti betonu v jednoosém tlaku ❚ Fig. 10 Stress-strain diagram for the uniaxial compressive test

10

Obr. 11 Vývoj pevnosti betonu B80 v čase ❚ Fig. 11 Evolution of the compressive strength of B80 concrete Obr. 12 Zkušební těleso připravené na zkoušku pevnosti betonu v příčném tahu ❚ Fig. 12 Specimen prior to the splitting tensile test Obr. 13 Rozlomený zkušební vzorek po zkoušce pevnosti betonu v příčném tahu ❚ Fig. 13 Specimen after the splitting tensile test Obr. 14 Pracovní diagram zkoušky pevnosti betonu v příčném tahu ❚ Fig. 14 Stressstrain diagram of the splitting tensile test

Tab. 2 Časový vývoj charakteristické pevnosti betonu z Orlické přehrady v tlaku [2] ❚ Tab. 2 Time evolution of the characteristic concrete compressive strength of the concrete from the Orlík dam

Beton

Charakteristická pevnost betonu v tlaku ve dnech [MPa] 28 90 100 360 10,1 18,0 20,7 23,4

7 5,2

B80 (C8/10)

18 615 38,7

Charakterstická pevnost v tlaku [MPa]

11

40

y = 4,2652Ln(x) - 2,0339 R2 = 0,9749

30

20 B80 Log. (B80) 10

0 0

10

100

1000

10000

100000

veden na čtyřech krychlích. Obr. 8 zachycuje těleso připravené ke zkoušce, obr. 9 ukazuje těleso zdeformované po zkoušce. Naměřené hodnoty pevnosti v tlaku se pohybovaly mezi 42 až 51 MPa. Obr. 10 znázorňuje pracovní diagramy. Z literatury se dochovaly hodnoty pevnosti betonu v tlaku na krychlích o hraně 200 mm zkoušených při zhotovování díla [2]. V tab. 2 jsou uvedeny charakteristické pevnosti v tlaku betonu B80 (v současnosti třída C8/10) během prvního roku, které jsou doplněny o hodnotu po padesáti letech (výpočet proveden dle ČSN EN 1990). Vývoj pevností v čase lze názorně shrnout do lineárního grafu s logaritmickou časovou osou (obr. 11). Odchylka od logaritmického průběhu je velmi malá. Graf se týká betonu B80, kde popílek představoval 28 % pojiva.

Čas [dny]

12

13

Pevnost v příčném tahu Na válcích o průměru 300 mm a výšce 220 mm byla provedena zkouška pevnosti v příčném tahu. Celkem bylo vyzkoušeno šest těles a výsledné pevnosti se pohybovaly mezi 3 až 4,5 MPa, které odpovídají cca 10% pevnosti v tlaku. Na obr. 12 je těleso připravené ke zkoušce a na obr. 13 poškozené těleso po zkoušce. Typický průběh zkoušky je zachycen na grafu na obr. 14. Z ÁV Ě R

Vodní dílo Orlík nadále plným právem náleží k nejvýznamnějším novodobým technickým stavbám v České republice. Mechanické zkoušky a analýzy vzorků betonu, starého více jak padesát 24


❚

2/2014


❚


14

Specimen No.3 3,5 3

Stress (MPa)

2,5 2 1,5

Program pro výpoĀet prutových konstrukcí

1 0,5 0

FEM program pro výpoĀet 3D konstrukcí 0

1

2

3

4

5

6

7

Strain (*0.001)

Literatura: [1] Manipulační řád VD Orlík, vd-tbd a. s., červen 2009 [2] Keil J. a kol.: Výstavba vodního díla Orlík – sborník statí, n. p. Vodní stavby, 1966 [3] Hydroprojekt Praha: Vodní dílo Orlík souhrnný elaborát – textová část, 1956 [4] FreeYacht pronájem plachetnic na Orlíku, 2014, http://www.freeyacht.net/fotoalbum/orlik/vd-prehrada-orlik/ [5] Povodí Vltavy, s. p., Vodohospodářské informace – Vodní díla a nádrže – Orlík, 2013 [6] Šmilauer V. a kol.: Využití úletového popílku pro betonáž masivních konstrukcí, Beton TKS 2/2014, str. 60–65

pílků mají vlastnosti vhodné pro aplikace ve stavebnictví. Vhodnými technologickými úpravami, např. zrnitostním, popř. magnetickým tříděním, mletím a mísením, by se využitelný potenciál popílků ve stavebnictví zvýšil. Příspěvek vznikl za podpory projektu FR-TI3/757 „Zvýšení potenciálu elektrárenkých popílků jako alternativního pojiva pro výrobu ekologicky šetrných cementových kompozitů“, Centra kompetence TAČRTE01020168 a za podpory Evropské unie, OP VaVpI. CZ.1.05/2.1.00/03.0091 – Univerzitní centrum energeticky efektivních budov.

Ing. Ondřej Zobal

2/2014

❚

e-mail: [email protected] tel.: 224 354 495 RNDr. Lubomír Kopecký e-mail: [email protected]

Aktuální informace

tel.: 224 354 823

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

Ing. Pavel Padevět, Ph.D. e-mail: [email protected] tel.: 224 354 484

www.dlubal.cz

doc. Ing. Vít Šmilauer, Ph.D.

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

e-mail: [email protected] tel.: 224 354 483 prof. Ing. Zdeněk Bittnar, DrSc. e-mail: [email protected] tel.: 224 353 869 všichni: Katedra mechaniky Fakulta stavební ČVUT v Praze Thákurova 7, 166 29 Praha 6 Text článku byl posouzen odborným lektorem.

Firemní prezentace

let, prokázaly vysoké hodnoty měřených parametrů a spolu s instrumentální mikroanalýzou objasnily vysokou kvalitu betonu a potvrdily jeho trvanlivost. Substituce slinku popílkem se osvědčila zejména snížením prudkého nárůstu vývoje hydratačního tepla v iniciačním stadiu a rozložením jeho produkce do delšího časového intervalu. V dlouhodobém časovém vývoji popílek významně přispěl k nárůstu pevností, k nízké nasákavosti a umožnil vznik kompaktní mikrostruktury hydratovaného cementového pojiva. Zkoušky a analýzy prokázaly ekonomickou a technologickou výhodnost aplikací elektrárenských popílků při výrobě betonu. Mělo by se tak dít větší měrou než dosud. Ve výrobě stavebních materiálů (cementu, betonu a cihlářských tovarů) se zatím využívá pouze 11 % z celkové produkce elektrárenských popílků [6]. Zbytek vesměs končí na úložištích. Je však třeba podotknout, že ne všechny typy elektrárenských po-


25 Inzerce 71.7x259 spad Update 08-2013 (Beton CZ)_01.indd 1

25.8.2013 1


❚


POSOUZENÍ TĚŽNÍCH VĚŽÍ V SEVERNÍM MOŘI Z HLEDISKA ODOLNOSTI PROTI PŮSOBENÍ CHLORIDŮ ❚ IN-FIELD PERFORMANCE OF NORTH SEA OFFSHORE PLATFORMS WITH REGARD TO CHLORIDE RESISTANCE Steinar Helland, Ragnar Aarstein, Magne Maage Od roku 1973 bylo v Severním moři postaveno třicet čtyři těžních věží pro naftařský a plynárenský průmysl, což představuje 2 650 mil. m3 vysokopevnostního (HSC) a vysokohodnotného betonu (HPC). Konstrukce jsou provozními společnostmi podrobně sledovány z hlediska jejich chování v daném prostředí. Článek analyzuje chloridové profily vyhodnocené ze 180 jádrových vývrtů odebraných z deseti konstrukcí během jejich dvou až dvaceti šesti let používání. Profily jsou použity pro modelování odhadu zbytkové životnosti. Na základě toho je zbytková životnost klasifikována pomocí mezní podmínky spolehlivosti, že nedojde ke kritickému obsahu chloridů v bezprostředním okolí výztuže. Získané poznatky jsou porovnány s požadavky stanovenými současnými norskými normami pro betonové stavby vystavené drsnému mořskému prostředí. ❚ Since 1973 a total of 34 platforms for the oil and gas industry, representing 2 650 000 m3 HSC/

dů vyvolávajících korozi výztuže. Jako jedno z opatření ke zpomalení postupu chloridů bývá doporučováno snížení vodního součinitele w/c, tedy stejné opatření, které bývá užíváno při výrobě vysokopevnostního betonu. Za daných okolností, na existujících konstrukcích, se tedy dalo ověřit, jak snížení vodního součinitele skutečně působí v dlouhodobých a reálných podmínkách expozice konstrukcí. Zkušenosti byly využity pro kalibraci požadavků návrhu dle životnosti pro konstrukce v mořském prostředí v norských betonářských normách. Naftařské společnosti, které těžní věže provozují, zpracovaly během let jejich užívání řadu různých posudků založených na informacích získaných z jádrových vývrtů odebraných z těchto konstrukcí. Vzhledem k povaze tohoto průmyslového odvětví je obtížné získat, shromažďovat a publikovat takové informace.

Článek prezentuje data získaná z deseti konstrukcí (tab. 1 a 2), kde operátoři velkoryse uvolnili střežené informace ve prospěch průmyslového výzkumu. Data zahrnují 180 chloridových profilů z jádrových vývrtů odebraných z konstrukcí za jejich dvou až dvacetišestiletou expozici v drsném prostředí. Data byla analyzována autory článku. Jeden z nich se také podílí na většině inspekcí na konstrukcích (obr. 1), což umožňuje vyhodnotit reprezentativnost dat a množství viditelných defektů na konstrukcích. Bylo zamýšleno odebírat jádrové vývrty z náhodných míst, avšak inspektoři přiznávají, že vizuální defekty ovlivňovaly jejich pozornost a měli tedy tendenci odebírat vzorky právě v těchto místech. Autoři proto posuzují reprezentativnost odebraných vzorků jako mírně podhodnocující skutečnou kvalitu konstrukcí. Data jsou shromažďová-

HPC, have been installed in the North Sea. The structures have been closely monitored by the operating companies with regard to their in-field performance. The presentation analyzes chloride profiles from some 180 cores taken from 10 structures after 2 to 26 years service. The profiles are applied to assess the remaining service life by modelling. Based on this, the remaining service life as a function of reliability for not passing a critical chloride content at the reinforcement, are directly quantified. The findings are compared with the requirements given in the present Norwegian standards for concrete works exposed to a harsh marine environment.

S TAV B Y P R O T Ě Ž B U R O P Y A P LY N U V S E V E R N Í M M O Ř I

Od roku 1973 bylo v Severním moři postaveno třicet čtyři těžních věží pro naftařský a plynárenský průmysl, což představuje 2 650 mil. m3 vysokopevnostního (HSC) a vysokohodnotného betonu (HPC). Do betonu bylo používáno běžné kamenivo i lehké kamenivo. Mnoho těžních věží má skořepinovou nosnou konstrukci, kde je využívána vysoká pevnost betonu v tlaku ke vzdorování vysokému hydrostatickému tlaku vody (hloubka až 300 m). V posledních dekádách se pozornost uživatelů postupně obracela k trvanlivosti uvedených konstrukcí v mořském prostředí, zejména k pronikání chlori26

Tab. 1 Konstrukce postavené v Severním moři posuzované v článku, všechny konstrukce vyjma Shore Approach byly betonovány do posuvného bednění ❚ Tab. 1 Structures from the North Sea assessed in this paper, all structures except the Shote Approach landfall were cast by slip forming

Rok Název dokončení konstrukce 1973 Ekofisk 1975 Brent B 1977 Statfjord A 1982 Shore Approach 1986 Gullfaks A 1988 Oseberg A 1989 Gullfaks C 1993 Draugen 1995 Heidrun (plovoucí) 1995

Troll B (plovoucí)

Operátor Philips Shell Mobil Statpipe Statoil Norsk Hydro Statoil Shell Conoco

Typ konstrukce keson GBS GBS

GBS GBS GBS GBS TLP s proměnnou Norsk Hydro hloubkou ponoru

Hloubka dna [m] 71 140 145 0 až 30 135 109 216 251 350

Objem betonu [m3] 80 000 64 000 87 000 10 000 125 000 116 000 244 000 85 000 63 000

Návrhová pevnost C45 C45 C50 C60 C60 C60 C65 C70 LC60

325

43 000

C75

GBS: gravitační konstrukce, TLP: tension leg platform Tab. 2 Základní data složení betonových směsí, obsah cementu kolísal mezi 420 až 450 kg/m3 ❚ Tab. 2 Key data for the concrete compositions, the cement content varies in range of 420 to 450 kg/m3

Název konstrukce Ekofisk Brent B Statfjord A Shore Approach Gullfaks A Oseberg A Gullfaks C Draugen Heidrun Troll B

Kamenivo

Cement

Mikrosilika [%]

w/(c + s)

NDA NDA NDA NDA NDA NDA NDA NDA NDA; LWA NDA; LWA

CEM I CEM I CEM I CEM I CEM I CEM I CEM I CEM I CEM I CEM I

8 2 2 5 7

0,45 0,38 0,38 0,36 0,38 0,37 0,38 0,4 0,39 0,35


❚

2/2014

❚

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E 2

0,5

Chlorides in % of concrete weight

1


0,4

0,3

0,2

0,1

0,0 0

10

20

30

40

Depth [mm]

Obr. 1 Inspektor ze společnosti RaKon AS při kontrole betonového dříku věže ❚ Fig. 1 An inspector from RaKon AS assessing a concrete shaft Obr. 2 Typický chloridový profil konstrukce vystavené působení mořské vody (z Oseberg A po devíti letech expozice) ❚ Fig. 2 Typical chloride profile in concrete exposed to sea water (from Oseberg A after 9 years exposure)

kde Cs reprezentuje zatížení prostředím, zatímco koeficient difúze D charakterizuje schopnost materiálu odolávat průniku chloridů. Koeficient D byl dříve považován za na čase nezávislý parametr, avšak laboratorními zkouškami i sledováním konstrukcí vystavených až 37 let působení prostření bylo potvrzeno, že tato odolnost se časem zlepšuje, [2] a [3], v matematickém vyjádření F

na z oblastí zasahovaných vlnami moře a vyšších. Všechny konstrukce těžních věží jsou v částech pod hladinou moře vybaveny „ztracenými“ anodami k ochránění mechanických částí, soustav potrubí a pažnic vložených do vrtů proti korozi. Protože mezi nimi a výztuží existuje elektrický kontakt, ocelová výztuž je také chráněna proti korozi i v případě, že chloridy proniknou betonem na její úroveň. Trvanlivost těchto spodních částí tedy nebyla řešena. Expoziční podmínky v Severním moři Podmínky, kterým jsou vystaveny betonové konstrukce v Severním moři, mohou být popsány následujícími údaji: slanost vody v Severním moři je cca 35 g/l, teplota při hladině se pohybuje mezi 5 až 17 °C, nejvyšší výšky vln a rychlost větru užívaná pro návrh konstrukcí jsou 25 až 30 m a 45 m/s. Takové klima lze charakterizovat jako drsné. METODOLOGIE POSOUZENÍ

Analýzy jsou založeny na předpokladu, že vnikání chloridů se řídí modifikovanou verzí 2. Fickova zákona difúze (1), kde je koeficient difúze závislý na čase [1], [2]. © x ¹ C x, t " Cs Cs Ci erf ª (1) « 4tD º» 2/2014

❚

D t © t0 ¹ "ª º , « t» D0

(2)

kde D (t) je časově závislý koeficient chloridové difúze, t je doba expozice a D0 je měřený referenční koeficient difúze, určený křivkou proloženou měřenými chloridovými profily z vývrtů (obr. 2). Parametr α je tzv. faktor stárnutí. Kromě těžní věže Heidrun byl rozptyl hodnot koeficientů difúze příliš velký a časový interval mezi měřeními příliš krátký k určení spolehlivých hodnot parametru α pro tyto konstrukce. Na základě předchozích zkušeností a praxe [4] byl ve výpočtech používán parametr α = 0,6. Ačkoliv se předepsaná tloušťka krycí vrstvy mění v intervalu 50 až 75 mm, skutečné rozdělení tloušťky krycí vrstvy není autorům známé. Protože hlavním záměrem tohoto článku je posoudit současné požadavky na složení betonu a tloušťku krycí vrstvy betonu v norských betonářských normách NS 3473 (Standards Norway, 2003) NS-EN 1992-1-1 (Standards Norway 2008) a NS-EN 206-1 (Standards Norway, 2007), byla stanovena minimální tloušťka krycí vrstvy výztuže pro expoziční třídu XS3 (plochu zaplavovanou vlnami, oplachovanou a ostřikovanou plochu) od 50 mm (50letá životnost). To odpovídá nominální tloušťce krycí vrst-


vy 60 mm. Statistická interpretace těchto čísel uskutečněná normalizační komisí ukázala, že maximálně okolo 10 % povrchové výztuže má tloušťku krycí vrstvy nižší než 50 mm. Mezní stav uvažovaný v tomto článku nastává, když kritický obsah chloridů vyvolávající korozi výztuže dosáhne k povrchu výztuže. Tyto prahové hodnoty závisí na hodnotách parametrů, jako jsou typ pojiva, vodní součinitel w/c, vlhkost ad. Hodnoty použité v prezentovaných analýzách jsou uvedeny v tab. 3 [5]. Úroveň obsahu chloridů od 0,07 % váhy betonu je fib bulletinem 34 [6] interpretována jako 10% pravděpodobnost depasivace a v literatuře [7] jako 10 až 15% pravděpodobnost. Kritický obsah chloridů k započetí koroze oceli je často považován za nezávislou proměnnou k parametrům řídícím průnik chloridů (Cs, D a tloušťka krycí vrstvy). V tomto článku autoři uvádějí vypočítané iniciační časy dosažení prahových hodnot 0,07; 0,18 a 0,36 % váhy betonu v houbce 50 mm. Protože kalibrace použitého modelu se při delší expozici stala postupně více a více nejistou, jsou uvedeny pouze iniciační doby do 120 let. Pro návrh životnosti založený na pravděpodobnosti musí být známo statistické rozdělení povrchových koncentraTab. 3 Prahové hodnoty chloridových koncentrací pro spuštění koroze [5] ❚ Tab. 3 Treshold values for chloride concentrations to trigger corrosion [5]

Cl[% vh. cementu] PravděCl(předpokládáno podobnost [% vh. cementu] 440 kg cementu koroze výztuže na m3 betonu) >2 > 0,36 jistá 1 až 2 0,18 až 0,36 pravděpodobná 0,4 až 1 0,07 až 0,18 možná < 0,4 < 0,07 minimální

27

❚



100

% of the samples

80 0.07 % Cl –

60

40 0.18 % Cl –

20

0 0

4

20

40

60 years

80

100

120

% of the samples

60,0

40,0

0.07 % Cl –

20,0

0.18 % Cl –

0,0 0

20

40

60

80

100

120

years

Obr. 3 Ekofisk (vnější stěna tanku): doba do dosažení kritického obsahu chloridů v hloubce 50 mm pod povrchem, akumulované hodnoty z deseti vývrtů odebraných z konstrukce po 17 letech ❚ Fig. 3 Ekofisk (external wall of tank): time to reach critical chloride content at 50 mm, accumulated based on ten cores taken from the structure after 17 years Obr. 4 Brent B: čas do dosažení kritického obsahu chloridů v hloubce 50 mm, akumulované hodnoty z patnácti vývrtů odebraných z konstrukce po 19 letech ❚ Fig. 4 Brent B: time to reach critical chloride content at 50 mm, accumulated based on 15 cores taken from the structure after 19 years Obr. 5 Odběr jádrových vývrtů z pobřežní konstrukce při odlivu ❚ Fig. 5 Drilling cores from the Shore Approach landfall at low tide, the structure protecting two gas pipelines in the Statpipe system from the impact of waves, the export to Europe is about 7 billion m3 gas per yeas 5

28

cí chloridů a koeficienty difúze [6]. Pro prezentovaný případ byl k dispozici dostatek informací. Skutečné povrchové koncentrace chloridů a koeficienty difúze určené pro každý jádrový vývrt byly použity jako vstupní parametry modelu pro určení zbytkového času do vzniku koroze na každém vývrtu. Na jejich základě byly vykresleny aproximované distribuční (kumulativní) funkce pravděpodobnosti pro dosažení životnosti dané mezním stavem depasivace v této studii. Protože úroveň spolehlivosti užívaná pro projektové výpočty začíná na 90 % (tj. 10 % nevyhoví požadavkům), [6] a [4], byla zde pozornost obrácena ke spodnímu konci kumulativní křivky. Tento přístup byl vybrán, protože tradiční výpočty založené na středních hodnotách a standardních odchylkách by byly nepřesné vzhledem k faktu, že pro řadu konstrukcí je několik výsledků s nejnižší pravděpodobností zřejmě způsobeno jinými mechanismy než ve zbytku souboru. Tato důležitá informace zapadne a zmizí, pokud je celý soubor hodnocen, jako by pro něj platilo stejné statistické rozdělení. Toto je diskutováno později. VÝSLEDKY Z JEDNOTLIVÝCH KONSTRUKCÍ

Ekofisk Keson Ekofisk z roku 1973 je první betonovou konstrukcí umístěnou do Severního moře poté, co zde byla objevena ložiska ropy a zemního plynu. Keson byl navržen z HSC té doby (charakteristická pevnost betonu v tlaku měřená na krychlích začíná na 45 MPa, což byla tehdy nejvyšší návrhová pevnost betonu uvažovaná v norské normě). Použité pojivo byl nemíchaný Portlandský cement (CEM I) a vodní součinitel w/c byl 0,45. Na základě vyhodnocení deseti jádrových vývrtů odebraných z konstrukce v roce 1990, [8] a [9], byl sestaven graf na obr. 3, který ukazuje, kdy bude dosaženo kritického obsahu chloridů na úrovni 0,07 a 0,18 % z váhy betonu v hloubce 50 mm pod povrchem. Stojí za povšimnutí, že není zřejmé, zda odolnost vůči průniku chloridů na této konstrukci naplní očekávání 50leté použitelnosti udávané norskými normami s dostatečným přesahem. Pro skutečnou konstrukci však byla zadána krycí vrstva 60 mm. To více méně odpovídá současným požadavkům v NS 3473/NS-EN 1992-1-1, [10] a [11],


❚

2/2014


Statfjord A Z šestnáct let provozované konstrukce bylo odebráno devět jádrových vývrtů, Obr. 6 Shore Approach: čas do dosažení kritického obsahu chloridů v hloubce 50 mm, akumulované hodnoty z deseti vývrtů odebraných z konstrukce po 12 a 26 letech po instalaci ❚ Fig. 6 Shore Approach: time to reach critical chloride content at 50 mm, accumulated based on 10 cores taken from the structure after 12 and 26 years after installation

40

20

0.07 % Cl –

0 0

20

40

60

80

100

120

years 7

60

% of the samples

Brent B Z devatenáct let provozované konstrukce bylo odebráno patnáct jádrových vývrtů a byly změřeny jejich chloridové profily [12]. Na základě zaznamenaných profilů analyzovali autoři článku chování konstrukce. Kumulativní funkce pravděpodobnosti iniciačního stadia pro výztuž v hloubce 50 mm je znázorněna na obr. 4. Stojí za povšimnutí, že převážná část souboru vykazuje dobré hodnoty pro prostředí bohaté na chloridy. Situaci však zhoršuje několik vývrtů s minimální odolností. Vzhledem k tomu, že všechen beton byl vyráběn dle stejné specifikace, potenciál směsi je popsán střední hodnotou iniciačního stadia, musel být potenciál nevyhovujících vývrtů narušen během betonáže. Lepší betonová směs nebo zvýšení krycí vrstvy výztuže by tuto situaci nevyřešilo.


60

% of the samples

na 50 mm minimální a 60 mm nominální tloušťku krycí vrstvy. Původní navrhovaná doba použitelnosti byla pouze 30 let. Po 35 letech užívání byl keson vyřazen z provozu bez jakékoliv větší opravy nebo zpevnění během užívání – naplnil tak předpoklady návrhu. Horní nástavba a technologické instalace byly demontovány, ale betonová část konstrukce zůstala stát na místě. Dle autorům dostupných informací, těžební společnost neuvažuje o nějakých aktivitách spojených s opravami této konstrukce, které by umožnily její provozování po nějaké další nespecifikované období.

❚

40

0.07 % Cl – 20

0.18 % Cl – 0.36 % Cl – 0 0

20

40

60

80

100

120

years

[8] a [9]. Žádné z vývrtů nevykazovaly jakékoliv ohrožení chloridy. Důvodem byla pozornost obrácená na odolnost proti zmrazování v sedmdesátých letech minulého století. Vzhledem k určitým nejistotám bylo rozhodnuto natírat povrchy betonových konstrukcí nad hladinou moře epoxidem, aby se snížila úroveň vlhkosti uvnitř betonu. I když dnes je taková ochrana

kvality betonu proti zmrazování zpochybňována, epoxid efektivně bránil chloridům vnikat do konstrukce. Místní šetření rovněž potvrdila, že epoxidový nátěr je dodnes, 32 let po nanesení, nepoškozený. Přístup na pobřeží V roce 1982 byl na západním pobřeží Norska postaven 590 m dlouhý pod-

8

Obr. 7 Oseberg A: čas do dosažení kritického obsahu chloridů v hloubce 50 mm, akumulované hodnoty z 87 vývrtů odebíraných z konstrukce během 18 let po instalaci ❚ Fig. 7 Oseberg A: time to reach critical chloride content at 50 mm, accumulated based on 87 cores taken from the structure up to 18 years after installation Obr. 8 Těžní plošina Oseberg A v bouřlivém počasí ❚ Fig. 8 Oseberg A platform in stormy weather

2/2014

❚


29


mořský tunel (obr. 5). Jeho úkolem bylo chránit dvě plynová potrubí proti dopadům působení vln v pobřežní oblasti. Návrhová výška vlny byla uvažována 18,5 m. Potrubí přichází z plynových polí Statfjord a Gullfask v Severním moři a odvádí zpracovaný plyn do Emdenu v Německu (7 bil. m3 plynu ročně). Tento příbřežní úsek je součástí 880 km dlouhého Statpipe systému uloženého na dno Severního moře. Tunel sestává z pěti prefabrikovaných betonových prvků 90 až 150 m dlouhých s výtlakem až 7 000 t. Příčný řez komorových nosníků se mění od 30

❚


do 45 m2. Vyšetřovaný prvek je uložen v přílivové oblasti. Prvek byl kontrolován po 7, 12 a 26 letech provozu tunelu [13]. Obr. 6 ukazuje výsledky získané z deseti jádrových vývrtů odebraných po 12 a 26 letech. Výsledky opět potvrzují dobrý stav betonu vztažený k minimální krycí vrstvě výztuže 50 mm a předpokladům návrhu učiněným dle norských norem. Gullfaks A K dispozici bylo celkem šestnáct jádrových vývrtů ze sedm a dvanáct let sta-

9

Obr. 9

Těžní plošina Gullfaks C během provozu

❚

Fig. 9

Gullfaks C during operation

Obr. 10 Plovoucí plošina Heidrun ukotvená v hloubce 300 m, obálka je postavena z 63 000 m3 lehkého betonu pevnostní třídy LC60 ❚ Fig. 10 The floating Heidun installed at 300 meter water depth, the hull is constructed of 63 000 m3 lightweight concrete of grade LC-60 10

ré konstrukce [8], [9] a [14]. Vývrty byly odebrány ve výšce od 5 do 18 m nad hladinou moře. Po aplikování 2. Fickova zákona bylo vypočteno, že iniciační stadium pro tloušťku krycí vrstvy 50 mm by pro všechny vývrty nastalo za mnoho set let, a to i v případě konzervativnější prahové hodnoty. To je nad možnosti jakékoliv kalibrace na modelu. Oseberg A Těžní plošina Oseberg A byla dokončena v roce 1988 (obr. 8). Z konstrukce bylo mezi devátým až osmnáctým rokem provozu odebráno celkem 87 jádrových vývrtů, [8], [9] a [14]. Předpokládané časy dosažení iniciačního stadia jsou vyneseny na grafu na obr. 7. Podobně jako v případě plošiny Brent B, většina vývrtů dokazuje dostatečnou kvalitu betonu v daném prostředí. Avšak opět se objevilo několik vývrtů, které narušují celkový obrázek, protože mají téměř nulovou odolnost vůči vnikání chloridů. Protože opět byl všechen použitý beton vyráběn na základě stejné specifikace, muselo dojít ke snížení jeho odolnosti vůči vnikání chloridů během jeho přepravy a ukládky do bednění. Stejně jako v případě jiných konstrukcí s několika nevyhovujícími vývrty, i zde data potvrzují, že levá část rozdělení může být přičítána vysokým (špatným) hodnotám difúzních koeficientů a pravá část může být připisována vývrtům, kde je povrchová koncentrace chloridů (zatížení prostředím, Cs) z nějakého důvodu velmi nízká. Gullfaks C Tato konstrukce je v provozu od roku 1989 (obr. 9). Šest jádrových vývrtů bylo odebráno a analyzováno po sedmi letech jejího užívání, [8] a [9]. Při užití nejkonzervativnější prahové hodnoty 0,07 % betonu a 50mm tloušťce krycí vrstvy jeden z vývrtů vykázal iniciační stadium po padesáti pěti letech. Zbytek vývrtů vykazoval hodnoty hodně přesahující sto let. Draugen V roce 2008, tj. po patnácti letech provozu, bylo z konstrukce odebráno a analyzováno devět jádrových vývrtů, [15] a [16]. Všechny vývrty s dostatečnou rezervou vůči návrhovým předpokladům vyhověly předepsaným podmínkám. Opět byla použita nejkonzervativnější podmínka prahové hodnoty 0,07 % betonu s 50mm tloušťkou kry-

30


❚

2/2014

❚


Heidrun Toto je jediná plovoucí konstrukce, kde byl jako hrubé kamenivo použit expandovaný jíl (obr. 10). Beton s lehkým kamenivem měl hustotu okolo 1 950 kg/m3. Obsah mikrosiliky byl 7 % z obsahu cementu. Z konstrukce bylo mezi dvěma a devíti lety provozu odebráno celkem třicet šest jádrových vývrtů [14]. Nejnižší hodnota iniciačního stadia s kritériem 0,09 % chloridů z váhy betonu (upraveno vzhledem k nízké hustotě betonu) v 50mm hloubce od povrchu byla 120 let. Všechny ostatní vývrty dosáhly hodnot několika stovek let. To je opět daleko za možnostmi použitého modelu. Pro tuto konstrukci byly provedeny rozsáhlé laboratorní zkoušky chloridové odolnosti na prvcích vystavených mořské vodě a odebíraných ve věku od jednoho dne do dvou let a potom po dvou letech expozice [3]. Troll B Jedná se opět o plovoucí konstrukci. Část hrubého kameniva byla tvořena lehkým kamenivem s cílem snížit hustotu betonu o 200 kg/m3 ve srovnání se směsí sestavenou pouze z kameniva běžné hustoty. Z konstrukce bylo mezi druhým až osmým rokem provozu postupně odebráno a analyzováno dvanáct jádrových vývrtů, [8], [9] a [14]. Všechny vývrty dávaly výsledky pro iniciační stadium i při nejnižší prahové hodnotě a 50 mm hloubky mnoho set let. Je opět daleko za možnostmi spolehlivého určení parametrů pomocí nějakého použitého modelu a konstrukce potvrdila velice dobrou funkč2/2014

❚

11

2

Cs; % weight of concrete

1,8 1,6 1,4 1,2 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

years 12

2 1,8

Cs; % weight of concrete

cí vrstvy. Jeden vývrt vykazoval iniciační periodu blízko sto rokům, ostatní významně převyšovaly sto let. Předpokládalo se, že jádrové vývrty reprezentují hlavní část věže. Avšak během inspekce bylo možno sledovat místa s lokálními defekty. K hlavním příčinám těchto nedostatků patřily nedostatečně zhutněný beton a trhliny vzniklé posunem posuvného bednění při změně geometrie průřezu (rostoucím průměru věže nebo změně válcového tvaru na hranolový). Rozsah těchto nevyhovujících míst byl zanedbatelný a počítalo se s pouze minimálními opravami. Na některé části pláště věže byl nanesen epoxidový nátěr, který efektivně bránit průniku chloridů do konstrukce.


1,6 1,4 1,2 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 -15

-5

5 15 meter above sea level

Obr. 11 Povrchová koncentrace chloridů (Cs) jako funkce věku od instalace těžní plošiny, data z devíti konstrukcí ❚ Fig. 11 Surface chloride concentration (Cs) as a function of age after installation of the platform, field data from nine structures Obr. 12 Povrchová koncentrace chloridů (Cs) jako funkce výšky nad hladinou moře, data z devíti konstrukcí ❚ Fig. 12 Surface chloride concentration (Cs) as a function of height above sea level, field data from nine structures Obr. 13 Povrchová koncentrace chloridů (Cs) jako funkce orientace plochy na konstrukci, data z osmi konstrukcí ❚ Fig. 13 Surface chloride concentration (Cs) as a function of orientation, field data from eight structures

nost v tvrdých podmínkách mořského prostředí. DISKUZE VSTUPNÍCH PA R A M E T R Ů M O D E L U

Zatížení prostředím – C s Zatížení prostředím je reprezentováno vypočítanou povrchovou koncentrací chloridů Cs. Výpočet se provádí pomocí modelu a proložením křivky vhodného tvaru a musí být použit společně s odpovídajícím difúzním koeficientem odvozeným ze stejné křiv-


25

2

13

1

West

1.0

-2

-1

35

North

1.0

1.0

0 0

1

East

-1 1.0

South

-2

ky. Protože všechny hodnoty Cs použité v tomto článku byly určeny z vývrtů odebraných z konstrukcí vystavených působení prostředí více než dva roky, lze předpokládat, že zjištěné koncentrace již dosáhly stabilizovanou úroveň. Tento předpoklad je podpořen obr. 11, kde jsou vyneseny všechny hodnoty Cs jako funkce času. Střední hodnota Cs pro 137 analyzovaných jádrových vývrtů dosáhla 0,63 % chloridů na váhu betonu se směrodatnou odchylkou 0,43 % (vý31

2


❚

MATERIALS AND TECHNOLOGY Obr. 14 Difúzní koeficienty zmapované na Osebergu A v různém stáří konstrukce, rozptyl v pozorováních a omezený časový rozsah ztížil odvození vlivu stárnutí ❚ Fig. 14 Diffusion coefficients mapped from Oseberg A plotted against age, the scatter in observations and the limited span in time make it difficult to derive any ageing effect

Diffusion coefficient; 10 -12 m 2/sec

4

3

2

1

0 6

8

10

12

14

16

18

20

Age (year) 15

Obr. 15 Heidrun: vliv stárnutí na difúzní koeficient (α ), laboratorní data (jeden až čtyři měsíce po betonáži), měření na konstrukci po 2, 5 a 9 letech ❚ Fig. 15 Heidrun: ageing effect on diffusion coefficient (α ), laboratory data (exposure one to four months after casting) and in-field measurements after 2, 5 and 9 years

Diffusion coefficient; 10 -12 m 2/sec

100

10

1

0,1 0 ,1

1

years

sledky těžní věže Statfjord A zde nejsou zahrnuty). K získání dalších zkušeností, pokud jde o účinky místních expozičních podmínek na stav posuzovaných konstrukcí, se autoři zaměřili i na vliv výšky nad hladinou moře (těžní věže obvykle dosahují něco málo přes 30 m nad hladinu moře). Výsledky pro různé vzdálenosti od hladiny jsou vyneseny na obr. 12 a sotva dokazují nějaké významné odchylky. Klimatické podmínky očividně vytváří stejně tvrdé mořské prostředí po celé výšce věže. Byl vyšetřován i vliv orientace pláště věže vzhledem k světovým stranám. Dominantní směr větru je z jihozápadu. Obr. 13 může naznačovat, že zatížení prostředím je poněkud vyšší z této strany, ale vliv je nevýznamný. Vlivy stárnutí V použitém modelu (vztahy (1) a (2)) vyjadřuje exponent α stárnutí. Tento faktor zahrnuje oba vlivy, tj. vliv pokračující hydratace/reakce pojiva a současně vliv interakce povrchu betonu a mořské vody. V rámci ní probíhá výměna iontů a výsledkem je blokování pórové struktury betonu, [17] a [18]. 32

y = 1.3635x10 -0.8205 2

R = 0.7887

Parametr α je běžně velmi významný faktor, zejména pokud je model použit s daty z mladého betonu. K snížení jeho vlivu v prezentované studii jsou v modelu vědomě použita pouze data ze starších konstrukcí. Rozptyl v naměřených difúzních koeficientech z většiny posuzovaných konstrukcí neumožňoval odvodit parametr α spolehlivě. Příkladem je obr. 14 z těžní plošiny Oseberg A, kde je vynesen difúzní koeficient jako funkce času. Konstrukce plošiny Heidrun je jediná, kde mají data dostatečnou přesnost a odlišnost dle stáří, aby parametr α mohl být určen spolehlivě. Na obr. 15 je zobrazen vliv stárnutí na difúzní koeficient vyrovnáním křivky. α = 0,82, pokud jsou měření in-situ použita společně s laboratorními výsledky ze vzorků mladého betonu uložených v mořské vodě. Pokud jsou použita data pouze z měření na konstrukcích vystavených dva až devět let zatížení prostředím, α vzroste na 0,88. První a třetí autor článku dříve prezentovali faktory stárnutí o hodnotách okolo 0,7 zjištěné na konstrukcích pobřežních mostů užívaných až 37 let, [1]

a [2]. Je však třeba připustit, že byly uváděny i nižší hodnoty. Jak bylo uvedeno v článku dříve, všechny výsledky zde vycházejí z α = 0,6. K potvrzení robustnosti této volby byly současně provedeny výpočty s α = 0,5. Nebylo překvapením, že tato změna měla zanedbatelný vliv na vypočtený iniciační čas. To je částečně způsobeno faktem, že starší situace byly extrapolovány a částečně proto, že relativně málo „problematických“ vývrtů, zmíněných dříve, vykazovalo tak špatné chování, že odlišný faktor stárnutí nezpůsobil žádné změny. P R O Č I N S P E K C E O D H A L I LY NEVYHOVUJÍCÍ VÝVRTY?

Druhý autor článku byl zodpovědný za řadu inspekcí na uvedených konstrukcích. Je pevně přesvědčen, že místní defekty se mohou objevit, když: • je krycí vrstva výztuže menší než specifikovaná (není v článku řešeno), • krycí vrstva je nedostatečná, kompaktnost betonu krycí vrstvy je problematická a kvalita betonu v těchto místech je pak špatná; to obvykle souvisí s posuvným bedněním, • v určitých oblastech povrchu betonu lze nalézt rozevírající se trhliny a špatně zpracovaný beton, tyto defekty jsou způsobeny: - nedostatečnou betonovou krycí vrstvou výztuže, - změnami geometrie betonové stěny, - nedostatečným zhutněním betonu v krycí vrstvě, - neodpovídající (příliš nízkou) rychlostí zvedání částí se složitou geometrií, částí s řadou kotvení a částí s velkým množstvím výztuže. Z ÁV Ě RY

Místní šetření jasně ukázala, že konstrukce se chovají v souladu s předpo-


❚

2/2014

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E Literatura a reference: [1] Helland S.: Service life prediction of marine structures. Proc. FIP Symp. Concrete ’95, Brisbane, Australia 1995, pp. 243–250 [2] Maage M., Helland S., Poulsen E., Vennesland Ø. and Carlsen J. E.: Service life prediction of existing concrete structures exposed to marine environment, ACI journal, vol 93, no 6 Nov – Dec 1996, pp. 602–608 [3] Maage M., Helland S., Carlsen J. E.: Chloride penetration into concrete with light weight aggregates. Brite EuRam project BE96-3942, report R3, CUR P.O.Box 420, NL- 2800 AK Gouda, The Netherlands, May 1999 [4] Fluge F.: Marine chlorides – A probabilistic approach to derive provisions for EN 206-1, DuraNet, Third workshop, Tromsø, Norway, June 2001. Reported in Betongkonstruksjoners Livsløp – report no 19, Norwegian Road Administration, P.O. Box 8142, 0033 Oslo (in English) [5] Browne et al.: Marine durability survey of the Tongue Sands Tower. Concrete in the Ocean program, Technical report no 5, C&CA, London 1980 [6] fib Bulletin no 34 Model Code for Service Life Design, Fédération Internationale du Béton (fib), P.O.Box 88, CH-1015 Lausanne, Switzerland, 2006

klady návrhu. Počet odchylek je omezen a není společnostmi užívajícími konstrukce považován za problematický z pohledu množství oprav. Studie jasně ukazuje potenciál trvanlivosti betonů s vodním součinitelem w/c kolem 0,4 (vyjma Ekofisk s w/c = 0,45) a minimální tloušťkou krycí vrstvy 50 mm, které umožňují životnost konstrukcí v mořském prostředí více než 50 let (pro 50mm tloušťku krycí vrstvy) a 100 let (pro 60mm tloušťku krycí vrstvy). Studie dále demonstruje, že kritickým faktorem byla realizace konstrukce na staveništi. Jestliže tohle je ohrožující, nezáleží potom na tom, jak těsná je vůči pronikání chloridů navržená betonová směs a jak silná je specifikovaná betonová krycí vrstva výztuže. Problém není v materiálu (myšleno tím, co byl dodán z výrobny) ani v tloušťce betonové krycí vrstvy, ale ve výsledku betonáže. Pro další zlepšení chování takových konstrukcí by měla být pozornost zaměřena nejen na tradiční cíle, jako jsou kompozice betonové směsi a zvyšování tloušťky betonové krycí vrstvy, ale zejména na aspekty realizovatelnosti a vlastní realizaci konstrukcí. 2/2014

❚

[7]

[8]

[9]

[10]

[11]

[12]

[13]

❚


Alonso M. C.: Chloride threshold values in literature, Proc. from COIN workshop in Trondheim 5 – 6 June 2008 on “Critical chloride contents in concrete”. NTNU, Trondheim, Norway Bech S., Carlsen J. E.: Durability of high-strength offshore concrete structures, Proc. 5th Int. Symp. on HSC/HPC, Sandefjord, Norway 1999, pp. 1387– 1394 Bech S., Carlsen J. E., Olsen T. O.: Erfaringer fra offshore konstruksjoner. Report 2.4 from project ”Bestandige Betongkonstruksjoner”, SINTEF, Trondheim Norway, 1999 (in Norwegian) Standards Norway (2003) NS 3473: Design of Concrete Structures, Standards Norway, Lysaker, Norway Standards Norway (2008) NS-EN 19921-1; Eurocode 2: Design of Concrete Structures, Standards Norway, Lysaker, Norway Sengul O., Gjørv O.: Chloride penetration into a 20 year old North Sea concrete platform, Proc. from CONSEC’07, Tours, France, 2007 Maage M., Helland S.: Shore Approach – 26 years experience with high quality concrete in XS3 exposure, Proc. from Nordic miniseminar “Nordic exposure sites – Input to revision of EN 2061” arranged by The Nordic Concrete Federation in Hirtshals, Denmark 2008

Pokud je optimální návrh realizace založen na pokročilém systému posuvného bednění s proměnným průměrem a tvarem, jak tomu bylo u některých vyšetřovaných konstrukcí, měla by do projektu být zahrnuta průvodní nejistota z hlediska kvality oblasti krycí vrstvy a patřičně kompenzována, např. epoxidovými nátěry během výstavby, protože toto opatření se ukázalo v šetření jako velmi účinné. Je nepochybné, že ekonomické přínosy získané užitím sofistikovaných geometrických tvarů, které jsou příčinou lokálních kvalitativních problémů v oblastech krycí vrstvy, daleko převáží dodatečné náklady na údržbu a opravy během užívání konstrukce, nebo lépe, možné nápravné činnosti k diagnostikování a nápravě chyb před tím, než je konstrukce dostavěna. Autoři jsou spokojeni s tím, že současné norské normy, NS 3473/NS-EN 1992-1-1, [10], [11] a NS-EN 2061 [19] předpisují vodní součinitel (voda/pojivo) nižší než 0,4 při použití popílku nebo strusky a minimální tloušťky krycí vrstvy od 50 mm (50 let) a 60 mm (100 let) berou jako odpovídající pro zajištění návrhové život-


[14] Aarstein R.: Various reports from field inspections, 2008, not published [15] Barmen K. H., Østmoen T., Østgårdstrøen M.: Draugen- Inspeksjon av utvendig skaft over vann 2008. Report from Dr. Ing. Aas-Jakobsen as, Oslo, Norway 2008 [16] Barmen K. H.: private communication, March 2009 [17] Maage M., Helland S.: Quality Inspection of «Shore Approach» High strength concrete. Proc. 2nd CANMET/ ACI Int. Conf. on Durability of Concrete, Montreal 1991, ACI SP 126, Detroit USA [18] Mohammed T. U., Yamaji T., Hamada H.: Microstructures and interfaces in concrete after 15 years of exposure in tidal environment. ACI Materials Journal, Vol 99, No 4 – July-August 2002, pp. 352–360 [19] Standards Norway (2007) NS-EN 206-1: Concrete, Standards Norway, Lysaker, Norway [20] CEN (Comité Européen de Normalisation) (2009) EN 13670: Execution of Concrete Structures, European Committee for Standardization, Brussels, Belgium [21] ISO (International Organization for Standardization) (2009) ISO 22966: Execution of Concrete Structures, ISO, Geneva, Switzerland

nosti s úrovní spolehlivosti více než 90 %. Doufáme, že nová evropská norma pro provádění betonových konstrukcí EN 13670 [20] a její mezinárodní protějšek/doplněk ISO 22966 [21] zajistí převedení potenciálu návrhu konstrukce na staveništi do reálné stavby.

Steinar Helland Skanska Norge AS Norway Ragnar Aarstein RaKon AS Norway Magne Maage Skanska Norge AS Norway

Autoři děkují za podporu COIN (www.sintef.no). Redakce děkuje autorům a redakci časopisu Structural Concrete (Structural Concrete 201011-No 1, str. 15-24) za souhlas s publikováním českého překladu článku a za poskytnutí podkladů k jeho přípravě.

33


❚


ALKALICKO-KŘEMIČITÁ REAKCE V ČESKÉ REPUBLICE A MOŽNOSTI JEJÍ ELIMINACE ❚ ALKALI-SILICA REACTION IN THE CZECH REPUBLIC AND POSSIBILITIES OF ITS ELIMINATION Zdeněk Pertold, Šárka Šachlová, Aneta Šťastná, Vlastimil Bílek ml., Kateřina Krutilová, Vlastimil Bílek st., Libor Topolář Alkalicko-křemičitá reakce představuje jednu z častých příčin porušení betonových konstrukcí. Kameniva v České republice nejsou z hlediska alkalicko-křemičité reakce bezpečná a prakticky ve všech je možné najít fáze, které jsou reaktivní. Jednou z cest, jak alkalicko-křemičitou reak-

Pokud si všimneme jednotlivých faktorů, pak s vlhkostí musíme u betonových konstrukcí počítat téměř vždy. Alkálie se do betonu dostávají již z cementu – jejich obsah se s přechodem od mokrého způsobu výroby cementu k suchému výrazně zvýšil. Další alkálie mohou do betonu proniknout z okolí, např. i z posypových solí. Zdá se tedy, že tím, co je možné ovlivnit, je výběr kameniva.

ci eliminovat, je použití vhodných minerálních přísad. Je demonstrován účinek strusky, popílku a metakaolinu. Dilatometrická měření jsou doplněna studiem mikrostruktury.

❚ Alkali-

silica reaction represents a frequent reason of failure of concrete structures. Aggregates in the Czech Republic are not safe from the point of view of alkali-silica reaction; they nearly always contain deleterious phases. The use of mineral admixtures seems to be a convenient way of eliminating the effects of alkali-silica reaction. Effects of slag, fly ash and metakaoline are demonstrated. Dilatometric measurements are complemented with the study of microstructure.

„Republikou obchází strašidlo, strašidlo alkalicko-křemičité reakce“, tak mohl kdysi – asi v polovině devadesátých let – začínat článek na téma možného výskytu alkalicko-křemičité reakce (ASR – alkali-silica reaction) v betonových konstrukcích v České republice. V té době doznívaly ozvěny rozpadu betonových pražců, který byl firmou Idorn Consulting přisouzen právě ASR (prof. Šauman z VUT v Brně naopak za příčinu rozpadu označil sekundární tvorbu ettringitu a jednoznačně nebylo rozhodnuto nikdy) [1]. A projevily se i další problémy – tentokrát především s cementobetonovými kryty dálnic, ASR se dostala do popředí zájmu pracovníků ŘSD a následně začala výrazně ovlivňovat použitelnost kameniv a hodnocení betonů právě z hlediska jejich možného porušení alkalicko-křemičitou reakcí [2, 3]. ASR bývá popisována jako soubor reakcí mezi reaktivním kamenivem, alkáliemi a vlhkostí za přítomnosti vápenatých iontů [4]. V důsledku rozpínání, jímž bývá doprovázena, může docházet ke vzniku trhlin v cementové pastě i v kamenivu, případně až k porušení betonové konstrukce. 34

POTENCIÁLNÍ NEBEZPEČNOST K A M E N I VA V Č R

Pokud bychom chtěli vzít otázku potenciální nebezpečnosti kameniv v ČR (ale i kdekoliv jinde) doslova, museli bychom konstatovat, že cementobetonové kryty komunikací a dalších betonových konstrukcí jsou buď ASR již postiženy, nebo se tak stane v budoucnosti. Na rozdíl od ranných zkušeností s ASR (nebo obecněji AAR – alkali-aggregate reaction), kdy byly pozorovány účinky silně reagujícího kameniva [5], v současnosti jsou zaznamenávány poruchy způsobené ASR vznikající po mnoha desetiletích, např. [6]. Z toho vyplývá, že ASR může probíhat rychle, pomaleji nebo také velmi pomalu. Jaké jsou příčiny rozdílného průběhu? ASR a reaktivnost SiO 2 ASR je způsobena rozpustností a mobilitou SiO2, který reakcí s ionty Na+, K+ a Ca2+ vytváří alkalicko-silikátové gely. Ty při své hydrataci zvětšují objem, což je vlastní příčinou porušení betonových konstrukcí. Křemen, nejběžnější součást kameniva do betonu, je tvořen výhradně SiO2. Všechny horninotvorné alumosilikáty obsahují tuto složku ve své krystalové struktuře také. Reaktivita SiO2, jeho rozpuštění a vysrážení, je určována termodynamickými a kinetickými faktory. Různé modifikace SiO2 se rozpouštějí ve vodě podle reakce: SiO2 (s) + 2 H2O = H4SiO4 (aq) V obecnější formě: SiO2 (s) + n H2O = SiO2 . n H2O (aq) Rozpustnost vzrůstá v řadě: křemen – α-cristobalit – β-cristobalit – tridimit – amorfní SiO2 [7]. Na rozpustnost křemene, obecněji SiO2, působí řada vněj-

ších faktorů. Jsou to zejména pH, teplota, velikost a specifický povrch zrn (křemene nebo dalších minerálů). Vliv pH Rozpustnost SiO2 je nejmenší při pH 2. Směrem k pH 8,5 se zvyšuje mírně, kolem pH 9 prudce a maxima dosahuje v oblasti pH 11 až 13. Takové prostředí je v betonu obvyklé. Pokud je roztok v rovnováze s amorfním křemenem, tzn. koncentrace SiO2 v roztoku je daleko vyšší, mohou vznikat ionizované vyšší polymery, jako H6Si4O7. Rozpustnost a první disociační konstanty SiO2 se mění s teplotou. Tím vzniká poměrně složitý vztah pro chování křemene v závislosti na pH a teplotě [7]. Vliv velikosti a specifického povrchu částic Míra rozpustnosti SiO2 záleží také na velikosti povrchu, na němž se solvent (voda) stýká s pevnou fází (SiO2), a na volné energii povrchu dané látky. Čím je volná energie látky vyšší a poloměr částice menší, tím je rozpustnost vyšší [7]. Procesy na rozhraní SiO2 – voda Procesy, které řídí kinetiku interakce mezi SiO2 a roztokem, se odehrávají na rozhraní pevné fáze a roztoku. Velikou roli proto hrají struktury a chemismus povrchu. Vazby Si-O na povrchu se hydroxylují okamžitě (např. při rozštípnutí čerstvého minerálu), proto na povrchu převažují >SiOH silanolové skupiny. Při jejich ionizaci na >SiO- se uvolňují protony, vzniká elektrický náboj povrchu a elektrická dvojvrstva. Protony migrují k povrchu pevné látky a ovlivňují strukturu rozpouštědla na rozhraní. Elektronegativní náboj povrchu vzrůstá výrazně se vzrůstajícím pH a koncentrací alkalických kationtů až do pH 10 až 11 [7]. Přítomnost a koncentrace alkalických iontů Experimenty při teplotách 25 až 70 °C ukázaly, že sodné a draselné chloridy zvýšily rozpustnost 5 až 8krát, při čemž účinek klesá v řadě NaCl~ KCl > LiCl > MgCl2 [8]. Naopak je znám brzdící účinek některých na povrch sorbovaných ion-


❚

2/2014


tů, např. Al3+ na rozpustnost křemene, i když jeho mechanismus není zcela objasněn. Podobně je známo, že v přítomnosti dvojmocného železa je křemen rozpustnější v porovnání s železem trojmocným jak v přírodních, tak i laboratorních podmínkách. Experimentálně byl vyzkoušen brzdící účinek iontů Al3+, Fe3+, Zn2+, Cu2+, Be2+, Ga3+ [7]. Reaktivita kameniva (hornin) Reaktivita SiO2 závisí na výše uvedených faktorech. Samotný proces ASR avšak ovlivňuje komplikované prostředí kameniva (silikátových hornin), cementového pojiva a dostatečný přísun vlhkosti. Kamenivo je tvořeno kombinací různých minerálů uspořádaných do mnoha struktur. ASR běžných silikátových hornin je zpravidla ovlivněna více minerály najednou. Některé minerály nebo fáze mohou ASR brzdit (např. Al(OH)3, [9]), jiné ji pravděpodobně zvyšují (např. plagioklasy). Nejreaktivnějšími složkami jsou však amorfní hmoty obsahující SiO2, ať se jedná o čisté SiO2 (opál), nebo o vulkanická skla s variabilním obsahem této složky. ASR byla poprvé objevena a popsána Stantonem [10] v roce 1940 v Coloradu právě na účincích vulkanických skel. Amorfní a mikrokrystalické hmoty SiO2 (pazourek, křemitý rohovec apod.) jsou tzv. rychle reagující fáze, jejichž reaktivnost se projevuje během 5 až 15 let. Dlouhou dobu byly proto tyto fáze považovány za jedinou příčinu ASR. V průběhu let se však potvrdilo, že i další horniny jsou příčinou ASR. Křemenné agregáty typu kvarcitů, žilného křemene apod., které jsou nejhojnější součástí štěrků a písků, způsobují pomalou ASR projevující se po více jak 15 letech. Tyto horniny mají rozmanité struktury vznikající jak růstem křemene, tak i jeho pozdější deformací a rekrystalizací v různých geologických procesech. V současnosti se předpokládá, že jejich reaktivnost je ovlivněna řadou mikrostrukturních a deformačně-rekrystalizačních parametrů. Nejreaktivnější jsou křemenné agregáty rekrystalizované mechanismy „bulging“ a „subgrain rotation“, při nichž vznikají nová, velmi drobná zrna spadající do kategorie mikrokrystalického křemene. Reaktivita takových agregátů byla ověřena experimentálně i v reálných betonových konstrukcích, např. [11, 12]. 2/2014

❚

❚


PORUCHY ZPŮSOBENÉ ASR V ČESKÉ REPUBLICE

V České republice byly poprvé škody způsobené ASR identifikovány na cementobetonovém krytu dálnice D11, zkoumaném na popud Ing. J. Hromádky z Ředitelství silnic a dálnic ČR. ASR se projevila makroskopicky v podobě husté sítě trhlin pozorované na povrchu dálnice. Následně byla ASR potvrzena uranyl-acetátovou metodou a detailním mikroskopickým výzkumem betonových jader. Vznik alkalicko-křemičitých gelů a mikrotrhlin byl přisouzen vulkanogenním drobám, tufitům a tufům, pocházejícím z barrandienského svrchního proterozoika [13]. V letech 2004 až 2010 bylo ve spolupráci se společností Pontex, s. r. o., analyzováno patnáct mostních konstrukcí, z nichž ve dvanácti byla ASR potvrzena (obr. 1a, b, c, f). ASR způsobuje vznik trhlin pokrývajících části betonových dílců (obr. 1a až c, i); trhliny kumulující se do okrajových a rohových částí cementobetonových desek (obr. 1d, e, g, h) a odprýskávání míst na povrchu (obr. 1f). Hlavním reaktivním typem kameniva byly kvarcity a křemenné agregáty (obr. 2a, [14]). Vysoký stupeň ASR se překvapivě projevil v případě mostu v Praze-Ruzyni obsahujícím jako hlavní složku kameniva barrandienské vápence (obr. 2b). Bližším zkoumáním jsme zjistili, že to jsou vápence s variabilním podílem SiO2. Prorůstání vápencové a křemité složky je intimní při velikosti zrna kolem 1 μm. Právě tyto velice jemnozrnné křemenné partie způsobovaly ASR. Jednalo se o velmi rychlý typ ASR, který se na mostě projevil po sedmi letech [15, 16]. Trhliny způsobené pouze ASR (obr. 2a, b, c, d) jsou částečně vyplněné alkalicko-křemičitými gely (ASG) a pronikají skrz kamenivo nebo podél kontaktu kameniva a cementového pojiva. Trhliny způsobené kombinací ASR a zpožděné ettringitové formace (DEF) (obr. 2d, e) jsou vyplněné ASG a sekundárním ettringitem (ett.s.). V letech 2008 a 2009 zahrnoval výzkum ASR i pět úseků dálnic: dva na dálnici D1 (obr. 1d, e), po jednom na dálnicích D5 a D11 a odpočívka Vrbová Lhota (obr. 1g, h) na pravé i levé straně dálnice D11. Stupeň ASR byl kvantifikován podle měrné délky trhlin na povrchu a uvnitř cementobetonového krytu dálnice a objemu alkalicko-křemičitých gelů a mikrotrhlin stanovených mikroskopicky. Kombinací mik-


roskopických a makroskopických metod se podařilo odlišit desky porušené v důsledku ASR od desek postižených jinými mechanismy. U desek postižených v důsledku ASR byly vyčleněny tři stupně intenzity. Nejvyšší stupeň ASR byl pozorován u desek obsahujících převážně vulkanogenní tufy, tufity, tufitické prachovce a droby (obr. 2c, f). Vysokou reaktivnost těchto hornin způsobuje jemnozrnný křemen (velikost zrna pod 10 μm) hojně zastoupený v matrix hornin. Střední stupeň ASR se projevil u desek obsahujících převážně křemenné a křemen živcové agregáty a biotitický granodiorit typické nízko-teplotně deformovaným křemenem. Nulový stupeň ASR vykazovaly desky obsahující bazické vulkanity (spility, bazické tufy a tufitické prachovce), vápence bez příměsi SiO2, amfibolity a biotit amfibolický granodiorit, [12, 17] . V přehradním tělese Vrané nad Vltavou byly zjištěny poruchy (obr. 1i), které jsou způsobeny kombinací ASR a procesem zvaným DEF (delayed ettringite formation, tj. vznik sekundárního či opožděného ettringitu). Minerál ettringit je aluminát (hlinitan) a síran vápníku. Jeho vzorec je uváděn jako (CaO)6(Al2O3)(SO3)3 . 32 H2O nebo Ca6Al2(OH)4(SO4)3 . 26 H2O (např. [18]). Vznik ettringitu v cementovém systému závisí na poměru síranu vápenatého k hlinitanu. ASR vznikla v přehradním tělese pravděpodobně jako první v důsledku přítomnosti reaktivního kameniva (vulkanogenních tufů, tufitů a drob, obr. 2d). Ke vzniku DEF došlo později v důsledku vyššího obsahu fází obsahujících síru v cementovém pojivu. Sekundární ettringit tak vyplnil trhliny a dutiny vzniklé původně v důsledku ASR (obr. 82e, [19]). Z našich dosavadních zkušeností zatím vyplývá, že nejrizikovější typy kameniva z hlediska ASR v České republice jsou vulkanity a vulkanogenní horniny s převažujícím obsahem křemene a alkalických živců, které mají velmi jemnozrnnou křemennou matrix. Silnou reakci také vyvolávají vápence s velice jemnozrnnou křemitou složkou. Tyto horniny však nejsou široce používány vzhledem k svému omezenému geologickému rozšíření. Granodiority a žuly jsou často také reaktivní, pokud jejich křemenná zrna prošla nízkoteplotní deformací, v jejímž důsledku vznikla velmi drobná zrna mechanismem „bulging“ „subgrain rotation“. 35


❚


1a

1b

1c

1d

1e

1f

1h

1i

1g

1

2a

2b

2c

2d

2e

2f

2

36


❚

2/2014

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E Obr. 1 Makroskopické projevy ASR na mostech: a) ve Svijanech, b) Tuřicích, c) Liblíně, f) Dolanech, d), e) na dálnici D1, g), h) na dálnici D11 – odpočívce Vrbová Lhota, i) na přehradním tělese Vrané nad Vltavou, Fotografie a, b, c, f, i – Ing. Míčka, Pontex, s. r. o.; fotografie d, e, g, h – Š. Šachlová ❚ Fig. 1 Macroscopic signs of ASR in bridges a) in Svijany, b) in Tuřice, c) in Liblín and f) in Dolany; d), e) from D1 Highway, g) h) from D11 Highway – Vrbová Lhota rest area and i) from Vrané nad Vltavou water dam, ASR causes cracks covering portions of concrete elements (a–c, i); cracks cumulating in the boundary and edge portions of the concrete pavement (d, e, g, h) and exfoliations (f), Pictures a, b, c, f, i - T. Míčka, Pontex Ltd; pictures d, e, g, h – Š. Šachlová Obr. 2 Mikroskopické projevy ASR pozorované ve vzorcích betonu odebraného z mostu a) v Dolanech, b) v Praze-Ruzyni, c) f) z cementobetonového krytu dálnice D11 – odpočívka Vrbová Lhota a d) e) z přehradního tělesa Vrané nad Vltavou, qtz – kvarcit, cal – vápenec obsahující křemitou složku, qz – křemen, t.d. – vulkanogenní tufitická droba, tuf – vulkanogenní tuf, ett.p. – primární ettringit, c.p. – cementové pojivo, p – pór, Skenovací elektronový mikroskop kombinovaný s energiově disperzním spektrometrem, snímky v sekundárních elektronech (SE, a) a ve zpětně odražených elektronech (BSE, b–f) ❚ Fig. 2 Microscopic characteristics of ASR observed in concrete samples taken from bridges in a) Dolany, b) Prague-Ruzyně; c) f) from concrete pavement of D11 Highway – Vrbová Lhota rest area and d) f) from Vrané nad Vltavou water dam, microcracks caused by ASR only (a, b, c, d) are partially filled by alkali-silica gels (ASG) and penetrating aggregate or cement paste boundary (qtz – quartzite, cal – limestone with silica content, qz – quartz, t.d. – volcanic tuffaceous greywacke, tuf – volcanic tuff, ett.p. – primary ettringite, c.p. – cement paste, p – pore voids). Microcracks caused by combination of ASR and delayed ettringite formation (DEF) (d, e) are filled by ASG and secondary ettringite (ett.s.), scanning electron microscopy combined with energy dispersive analysis, pictures in secondary electrons (SE, a) and in backscattered electrons (BSE, b–f)

Nutno však připomenout, že identifikace ASR na stavbách v ČR a zjišťování jejích příčin byly zatím prováděny jen v omezeném rozsahu a převážně v české části ČR. Z metodického pohledu se jako nejefektivnější jeví aplikace základních mikroskopických metod (polarizační a elektronová mikroskopie), s jejichž pomocí je možné přímo identifikovat produkty ASR na základě jejich chemického složení a morfologie. Doplňkové mikroskopické metody se osvědčily při kvan2/2014

❚

❚


tifikaci ASR produktů (obrazová analýza) a identifikaci geologických typů křemene v kamenivu (katodová luminiscence) [20]. Nejspolehlivějším přístupem, jak omezit vznik ASR, by bylo detailní geologicko-petrografické a technologické otestování jednotlivých ložisek kameniva, které umožní vyčlenit ty jejich části (nebo celá ložiska), které nejsou vhodné pro kamenivo do betonu, a zamezit tak jejich použití. Tím se ovšem v podstatě znemožní výroba betonu, protože – jak bylo řečeno na začátku – snad žádné kamenivo není proti ASR zcela bezpečné. Jde ovšem také o to, jak hodnotit účinky ASR. To, že tato reakce v nějaké míře probíhá, ještě nemusí znamenat, že bude trvanlivost betonu výrazně ohrožena. Pro hodnocení nebezpečnosti kameniv z hlediska ASR byla na celém světě vyvinuta řada metod, které využívají měření rozpínání malt nebo betonů, připravených z daného kameniva. Pokud rozpínání nedosáhne určité hodnoty, je kamenivo považováno za bezpečné a naopak. Snad nejrozšířenější metodou je zrychlená zkouška dle ASTM C 1260 C94 Standard Test Method for Potential Alkali Reactivity of Aggregates (Mortar-Bar Method). Zkušební tělesa připravená z malty přesného složení a z kameniva přesné granulometrie mají rozměry 25 × 25 × 285 mm. Po odformování po 24 h jsou orientačně změřena a uložena na dalších 24 h do vody o teplotě 80 °C. Poté je provedeno počáteční měření (nulové čtení) a tělesa jsou uložena po dobu 14 dnů, popř. déle, v roztoku hydroxidu sodného o koncentraci 1,0 mol ∙ dm-3. V průběhu tohoto uložení jsou tělesa měřena. Z hlediska hodnocení rizikovosti ASR je rozhodující hodnota průměrného relativního prodloužení vzorků dané směsi po 14 dnech uložení v roztoku NaOH. Dle ASTM 1260 C94 je možné výsledky interpretovat takto: • je-li relativní expanze menší než 0,1 %, je kamenivo neškodné, • je-li expanze vyšší než 0,2 %, je kamenivo potenciálně nebezpečné, • pro kameniva, jejichž expanze leží v rozmezí 0,1 až 0,2 %, se o nebezpečnosti nedá rozhodnout. Toto hodnocení je založeno na empirických výsledcích a samozřejmě existují výjimky. Ovšem pro další práci je této normy a tohoto způsobu zkoušek využito a to pro posouzení možností eliminace nebezpečí ASR.


ELIMINACE NÁSLEDKŮ ALKALICKO-KŘEMIČITÉ REAKCE

Jak bylo řečeno, existují tři možnosti eliminace nebezpečí ASR: • snížení množství alkálií v betonu, • udržení betonu v suchém stavu, • nepoužívání kameniva nebezpečného z hlediska ASR. Bohužel, tyto možnosti nejsou pro praxi reálné. Nabízejí se dvě další. Inhibitory ASR jsou většinou založeny buď na • již zmíněných iontech Al3+, • nebo na sloučeninách lithia [21]. Tento způsob ochrany je ovšem nákladný. Existuje však jiný způsob, založený na aplikaci minerálních příměsí. Mechanismus potlačování ASR příměsmi sestává ze souboru dílčích působení založených na malé velikosti jejich částic, pucolánové reaktivitě, modifikaci CSH gelu aj. [22, 23]. Podle Thomasovy rešerše [24] jsou z běžných příměsí nejúčinnější křemičité úlety a metakaolin, méně účinný je pak nízkovápenatý vysokoteplotní popílek a ještě méně vysokopecní struska. Použité materiály Pro studium vlivu příměsí na alkalické rozpínání vzorků byl použit běžný portlandský cement CEM I 42,5 R. Příměsmi, jimiž byl z 10, 20 a 30 % nahrazován, byla středně mletá vysokopecní granulovaná struska o měrném povrchu přibližně 380 m2/kg, vysokoteplotní popílek a metakaolin. Jako kamenivo byl použit písek těžený na jihovýchodní Moravě. Označení jednotlivých směsí v závislosti na složení pojivové fáze udává tab. 1. Příměsi byly vybírány s ohledem na jejich různou předpokládanou účinnost a různou ekonomickou dostupnost. Vliv příměsí na ASR Rizikovost ASR byla posuzována prostřednictvím ASTM 1260 C94, princip zkušebního postupu byl popsán výše. Průběh rozpínání vzorků je zachycen na obr. 3. Je patrné, že použité kamenivo spadá do oblasti kameniva, které se svojí nebezpečností blíží kamenivu, potenciálně způsobujícímu škodlivé rozpínání. Dále je zřejmé, že v případě všech použitých příměsí ve všech dávkách bylo dosaženo snížení rozpínání a tedy snížení rizika ASR. Jako nejméně účinná příměs se jeví vysokopecní granulovaná struska, kterou bylo pro minimalizaci rozpínání na úroveň považovanou za bezpeč37

❚


MATERIALS AND TECHNOLOGY Obr. 3 Vliv metakaolinu, popílku a strusky na alkalické rozpínání připravených malt ❚ Fig. 3 Influence of metakaoline, fly ash and slag on alkali-silica expansion of mortars

Tab. 1 Zastoupení obsahu cementu a příměsí v maltách [%] (obr. 3) ❚ Tab. 1 Proportional composition of binders in mortars [%] (fig. 3)

Složení/Označení směsi CEM 42,5 R [%] vysokopecní struska [%] vysokoteplotní popílek [%] metakaolin [%] Složení/Označení směsi CEM 42,5 R [%] vysokopecní struska [%] vysokoteplotní popílek [%] metakaolin [%]

R 100 0 0 0 P20 80 0 20 0

S10 90 10 0 0 P30 70 0 30 0

S20 80 20 0 0 M10 90 0 0 10

S30 70 30 0 0 M20 80 0 0 20

P10 90 0 10 0 M30 70 0 0 30

Obr. 4 Vliv minerálních příměsí a ternárních pojiv na alkalické rozpínání připravených malt ❚ Fig. 4 Effect of mineral admixtures and ternary binders on alkali-silica expansion of mortars Obr. 5 Referenční malta R; 1 – alkalickokřemičitý gel rozlitý přes zrno ruly a 2 – lemující okraj póru ❚ Fig. 5 Microstructure of reference mortar R; 1 – alkali-silica gel across grain of gneiss and 2 – around pore

3 0,25

Obr. 6 Malty S25 s náhradou 25 % cementu struskou; 1 – trhlina v zrnu křemene s výplní alkalicko-křemičitého gelu ❚ Fig. 6 Mortar S25 with substitution of 25 % of OPC with slag, 1 – cracks in quartz filled in with alkalisilica gel

S10 VP10 0,2

MK10

Relativní prodloužení [%]

R20 VP20

0,15

S20

Obr. 7 Malta S50 s náhradou 50 % cementu struskou; 1 – trhliny v zrnu křemene s výplní alkalicko-křemičitého gelu ❚ Fig. 7 Mortar S50 with substitution of 50 % of OPC with slag; 1 – crack in quartz filled in with alkalisilica gel

MK20

0,1

S30 VP30

0,05

MK30

0 1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

-0,05

Doby od nulového čtení [dny]

Obr. 9 Malta P25 s náhradou 25 % cementu popílkem; 1 – alkalicko-křemičitý gel v ztvrdlém pojivu a 2 – lemující okraj póru ❚ Fig. 9 Mortar P25 with substitution of 25 % of OPC with fly ash; 1 – alkali-silica gel in hardened paste and 2 – surrouding pore

Tab. 2 Zastoupení obsahu cementu a příměsí v maltách [%], (obr. 4) ❚ Tab. 2 Proportional composition of binders in mortars [%], (fig. 4)

Složení/Označení směsi CEM 42,5 R [%] vysokopecní struska [%] vápenec [%] Složení/Označení směsi CEM 42,5 R [%] vysokoteplotní popílek [%] mletý betonový recyklát [%]

R 100 0 0 P12,5 87,5 12,5 0

S25 75 25 0 P25 75 0 25

S50 50 50 0 P12,5 + B12,5 75 12,5 12,5

Obr. 8 Malta P12,5 s náhradou 12,5 % cementu popílkem; 1 – alkalicko-křemičitý gel vyplňující trhlinu a 2 – jako lem kolem křemenných zrn ❚ Fig. 8 Mortar P12,5 with substitution of 12,5 % of OPC with fly ash; 1 – alkali-silica gel infilling crack and 2 – surrounding grain of quartz

S25 + V25 50 25 25 B25 75 0 25

Obr. 10 Malta P12,5 + B12,5 s náhradou cementu popílkem a betonovým recyklátem; 1 – rozlitá forma alkalicko-křemičitého gelu na klastu křemenného agregátu ❚ Fig. 10 Mortar P12,5 + B12,5 with substitution of OPC with fly ash and recycled concrete; 1 – spilt type of alkali-silica gel on quartz grain

0,4 R

Relativní prodloužení [%]

0,35

S25 S50

0,3

S25+V25 P12,5

0,25

P25 P12,5+B12,5

0,2

B25 0,15 0,1 0,05 0 0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

Doby od nulového čtení [dny] 4

38

20

22

24

26

28

nou (pod 0,1 %) třeba nahradit 30 % cementu. Účinnější příměsí byl shledán vysokoteplotní popílek. V případě 20% náhrady cementu popílkem bylo dosaženo nižší expanze než v případě 30% náhrady cementu struskou. Vzorky, v kterých byl cement nahrazen popílkem z 30 %, nevykazovaly prakticky žádné délkové změny. Za nejúčinnější ze studovaných příměsí je zde považován metakaolin, neboť prodloužení těles s 10% náhradou cementu přibližně odpovídá vzor-


❚

2/2014


6

7

8

9

10

kům s 20 % popílku a spadá hluboko do oblasti, v které je kombinace pojiva a kameniva považována z hlediska ASR za bezpečnou. Jako vůbec nejstálejší ze studovaných směsí se jeví ta s 30 % metakaolinu. Dosažené výsledky korespondují s teoretickými předpoklady (viz úvod). Prezentované výsledky dobře souhlasí s těmi, které již byly provedeny pro strusku a vysokoteplotní popílek v minulosti [25, 26]. Při starších experimentech bylo použito písku ze západního Slovenska, jehož 2/2014

❚

❚


rizikovost, zkoušena dle ASTM 1260 C94 v ZKK Hořice, je vysoká. Jedná se o světle hnědo-šedý písek s maximální velikostí klastů do 6 mm. Hlavní složkou je křemen, který tvoří 50 % objemového zastoupení všech složek a vyskytuje se jak ve formě monokrystalické, tak i polykrystalické. Další podstatnou složkou jsou klastické sedimenty v podobě prachovců a pískovců, jejichž obsah činí 25 %. Nezanedbatelnou část tvoří také jemnozrnný vápenec (10 obj. %) spolu se zástupci metamorfovaných hornin, rulami a kvarcity (10 obj. %). Akce-


soricky se vyskytují mikroklin, muskovit a klasty granitoidů. Hornina působí čerstvým vzhledem a celkově nevykazuje žádné znaky zvětrávání, zaoblení a sféricita jednotlivých klastů je dobrá. V tomto případě byl kromě účinku strusky a popílku zkoušen i efekt ternárních pojiv, konkrétně kombinace cementu, zmíněných příměsí a mletého betonového recyklátu (BR). Mletý betonový recyklát byl zkoušen jako alternativa k použití mletého vápence. Z hlediska životního prostředí by bylo vhodné 39


❚


Literatura: [1] Vitoušová L.: Současný stav výzkumu příčin rozpadu prefabrikátů z předpjatého betonu (především železničních pražců) v Evropě, Zpravodaj ŽSTH, č. 4, 1989, ÚVAR Brno [2] TP 137 MD – vyloučení alkalické reakce kameniva v betonu na stavbách pozemních komunikací, 2003, 2013 [3] Hromádko J.: Vývoj poznatků o škodlivém rozpínání betonu vlivem chemické reakce kameniva na betonových stavbách v ČR v posledních 10 letech, 11. konf. Technologie Betonu 2013, ČBS Servis, s. r. o., str. 22–35, ISBN 978-80-87158-33-3 [4] Ichikawa T.: Alkali–silica reaction, pessimum effects and pozzolanic effect, Cement and Concrete Research, 2009, č. 39, 716–726 [5] Diamond S.: A review of alkali-silica reaction and expansion mechanisms 2. Reactive aggregates, Cement and Concrete Research, 1976, č. 6 (4), 549–560 [6] Reinhardt H. W., Mielich O.: Mechanical properties of concretes with slowly reacting alkali sensitive aggregates. Proc. of the 14th Intern. conf. on alkali aggregate reaction, Austin, Texas, USA, May 2012, 022211-REIN [7] Dove P. M.: Kinetic and thermodynamic controls on silica reactivity in weathering environments. In: White A. F., Brantley S. L. (Eds.) Chemical weathering rates of silicate minerals, Reviews in Mineralogy, 1995, č. 31, 235-290 [8] Bennet A.: Quartz dissolution in organic-rich aqueous systems, Geochimica et Cosmochimica Acta, 1991, č. 55, 1781–1797 [9] Barykov A., Anisimova A.: Efficacy of aluminum hydroxides as inhibitors of alkali-silica reactions, Materials Sciences and Applications, 2013, č. 4, 1–6 [10] Stanton T. E.: Expansion of concrete through reaction between cement and aggregate, Proc. of the American Society of Civil Engineers, 1940, č. 66 (10), 1781–1811 [11] Jensen V.: Alkali-silica reaction damage to Elgeseter Bridge, Trondheim, Norway: a review of construction, research and repair up to 2003, Materials Characterisation, 2004, č. 53, 155–170 [12] Šachlová Š., Burdová A., Pertold Z., Přikryl R.: Macro- and micro-indicators of ASR in concrete pavement, Magazine of Concrete Research, 2011, č. 63 (8), 553–571 [13] Pertold Z., Chvátal M., Pertoldová J., Zachariáš J., Hromádko J.: Poruchy vozovkového betonu dálnice D11 způsobené reakcí alkálií s kamenivem (RAK). Beton TKS. 2002, č. 2, 21–24 [14] Lukschová Š., Přikryl R., Pertold Z.: Petrographic identification

nahradit cenný přírodní materiál – vápenec – surovinou druhotnou. A mletý betonový recyklát (odprach z recyklace betonu) by mohl být vhodnou alternativou. Receptury malt jsou uvedeny v tab. 2, výsledky jsou znázorněny graficky na obr. 4. Je zřejmé, že i v tomto případě došlo k výraznému snížení expanze při použití strusky a k ještě podstatně výraznějšímu snížení při použití popílku. Zajímavý je i efekt přídavku vápence, resp. betonového recyklátu. Pokud byl cement nahrazen pouze recyklátem, byla zaznamenána velmi výrazná expanze (pro mletý výpenec byl zaznamenán velmi podobný průběh). Ovšem při společné aplikaci aktivních příměsí a recyklátu došlo k výraznému snížení expanze. Mikroskopie malt Kromě dilatometrických měření byla sledována i mikrostruktura zkoušených malt. Jak je zřejmé z obr. 4, byly hranoly 40

[15]

[16]

[17]

[18]

[19]

[20]

[21]

[22] [23]

[24]

[25]

of alkali-silica reactive aggregates in concrete from 20th century bridges, Construction and Building Materials, 2009, č. 23 (2), 734–741 Lukschová Š.: Alkali-silica reaction of aggregates in real concrete and mortar specimens, Dizert. práce, Univerzita Karlova v Praze, 2008, 70 str. Pertold Z., Lukschová Š.: Kvalitativní mikroskopický popis dvou vzorků betonu z mostu v Praze-Ruzyni a identifikace alkalicko-silikátové reakce, Technická zpráva, Univerzita Karlova v Praze, 2008, 14 str. Pertold Z., Lukschová Š., Přikryl R., Burdová A., Seidlová Z.: Příčiny a rozsah poruch CBK vozovek způsobených AAR, Dílčí zpráva za rok 2008, Technická zpráva, Univerzita Karlova v Praze, 2009, 64 str. Collepardi M.: A state-of-the-art review on delayed ettringite attack on concrete, Cement and Concrete Composites, 2003, č. 25, 401-407 Lukschová Š., Pertold Z., Hromádko J.: Factors affecting DEF and ASR in concrete. (Sergio Lopes, Universidade de Coimbra, CI Premier Conference, Eds.) Proc. of the Twin Coimbra intern. conf. on CE – towards a better environment and the concrete future, June 2009, Coimbra, Portugal, CI-Premier Pte Ltd, 2010, ISBN 9810832427, CF189–CF198 Šťastná A., Šachlová Š., Pertold Z., Přikryl R., Leichmann J.: Cathodoluminescence microscopy and petrographic image analysis of aggregates in concrete pavements affected by alkali– silica reaction, Materials Characterization, 2012, č. 65, 115–125 Xiangyin M.: Laboratory study of LiOH in inhibiting alkali-silica reaction at 20 °C: a contribution. Cement and Concrete Research. 2005, č. 35, 499–504 Collepardi M.: Moderní beton, Informační centrum ČKAIT, ed. Betonové stavitelství, 2009, 342 str., ISBN 978-80-87093-75-7 Shafaatian A. M. H., Akhavan A., Maraghechi H., Rajabipour F.: How does fly ash mitigate alkali-silica reaction (ASR) in accelerated mortar bar test (ASTM C1567)? Cement & Concrete Composites, 2013, č. 37, 143–153 Thomas M.: The effect of supplementary cementing materials on alkali-silica reaction: A review, Cement and Concrete Research, 2011, č. 41, 1224–1231 Bilek V. sr., Krutil K., Bilek V. jr., Krutilova K.: Some aspects of durability of concrete with ternary binders, 8th CCC Durability of concrete, Plitvice Lakes, Croatia, 2012, 359-364, ISBN 978-953-7621-14-8

dle ASTM 1260 C94 zkoušeny 28 dní, nikoli jen 14, což je rozhodující pro hodnocení rizika ASR. Všechny zkušební hranoly byly zkoumány při zvětšení pod mikroskopem, zda se na povrchu nevyskytují mikrotrhliny. Zároveň z nich byly pomocí kotoučové pily kolmo na podélnou osu hranolu uříznuty plátky o rozměrech 25 × 25 × 30 mm, které byly následně rovněž zkoumány na stereomikroskopu Leica S6D. Výbrusy byly zhotoveny speciálním postupem, kdy jsou hranolová zkušební tělesa bezprostředně po vyjmutí z alkalického roztoku opláchnuta a neprodyšně uzavřena v igelitovém obalu, aby se zamezilo jejich vysychání. K mikroskopii výbrusů byl použit polarizační mikroskop Leica DMEP a k pořízení snímků digitální kamera Leica. Srovnávací hranol R obsahuje jako pojivo pouze cement bez dalších příměsí. Mikroskopicky jsou vidět velmi četné a dobře patrné reakční lemy

na okrajích pórů (obr. 5) a trhliny zrn vyplněné alkalicko-křemičitým gelem. U vzorku S25, kde bylo 25 % obsahu cementu nahrazeno vysokopecní struskou, můžeme ve výbrusu pozorovat zejména kolem křemenných klastů časté reakční lemy z alkalicko-křemičitých gelů a místy se nachází i zrna s trhlinami, které jsou částečně vyplněné gely (obr. 6). Častým úkazem je i výskyt gelového lemu na okrajích pórů podobně jako u srovnávacího hranolu. Vzorek S50 s náhradou 50 % cementu vysokopecní struskou ukazuje na ojedinělých křemenných zrnech počátek tvoření reakčních lemů a u jednoho zrna křemene jsou patrné trhliny se slabou výplní alkalicko-křemičitého gelu (obr. 7) Celkově se však dá zhodnotit jako vzorek s podstatně menšími reakčními změnami než vzorky R a S25. Malty vyrobené s náhradou 12,5 % (P12,5) a 25 % (P25) cementu vysokoteplotním popílkem vykazují na ojedi-


❚

2/2014



Z ÁV Ě R

Bylo ověřeno, že riziko ASR lze prostřednictvím vhodných příměsí velmi výrazně eliminovat. Ze studovaných příměsí byl jako nejúčinnější shledán metakaolin, méně pak vysokoteplotní popílek a relativně nejméně účinnou ze zkoušených příměsí se jeví vysokopecní granulovaná struska. Míra mikroskopicky viditelných projevů alkalicko-křemičité reakce je úměrná naměřeným hodnotám alkalické rozpínavosti hranolů. To, že ASR představuje celosvětově nedořešený problém s velkými technickými a ekonomickými důsledky dokládá řada mezinárodních konferencí týkajících se mimo jiné i ASR, např. International Cement Microscopy Association Conference, Euroseminar on Microscopy Applied to Building Materials. Pouze na témata související s ASR (a AAR, resp. ACR) se specializuje konference International Conference on Alkali Aggregate Reaction (první uspořádaná roku 1974 v Dánsku; poslední, v pořadí čtrnáctá, v roce 2012 v Texasu). Tento článek si rozhodně nedělá nárok na to, aby vyřešil problematiku ASR v České republice. Ovšem ukazuje na velmi perspektivní možnost eliminace ASR v kamenivech, která nejsou ani zcela bezpečná ani potenciálně nebezpečná, tedy ve většině případů, s nimiž se v České republice setkáváme.

prof. RNDr. Zdeněk Pertold, CSc. Mgr. Šárka Šachlová, Ph.D. e-mail: [email protected] Mgr. Aneta Šťastná, Ph.D. e-mail: [email protected] všichni: Ústav geochemie, mineralogie a nerostných zdrojů Přírodovědecká fakulta Univerzita Karlova v Praze Albertov 6, 128 43 Praha 2 Ing. Vlastimil Bílek ml. Fakulta chemická VUT v Brně Purkyňova 464/118, 612 00 Brno e-mail: [email protected] Mgr. Kateřina Krutilová Zkušebna kamene a kameniva, s. r. o. Husova 675, 508 01 Hořice tel.: 493 620 177 e-mail: [email protected] Ing. Vlastimil Bílek st., Ph.D. ŽPSV, a. s. Třebízského 207 687 24 Uherský Ostroh tel.: 572 430 690 e-mail: [email protected] Mgr. Libor Topolář, Ph.D.

Uvedených výsledků bylo dosaženo díky finanční podpoře projektu GAČR č. P104/12/0915 a TAČR č. TA03010501.

Ústav fyziky Stavební Fakulta VUT v Brně Veveří 331/95, 602 00 Brno

Firemní prezentace

nělých místech v ploše výbrusu projevy ASR. U vzorku s 12,5 % popílku bylo nalezeno jedno zrno s trhlinou, vyplněné alkalicko-křemičitým gelem a slabý reakční lem kolem kvarcitového zrna (obr. 8), které jsou ojediněle vidět i u zrn křemene. Vzorek s 25 % popílku je až na výjimky (obr. 9) reakcemi téměř nepostižen. Substitucí 12,5 % vysokoteplotního popílku a 12,5 % mletého betonu za cement vznikla zkušební tělesa, ve kterých můžeme zejména u křemenných zrn pozorovat časté reakční lemy z alkalicko-křemičitých gelů, zrna s trhlinami a u pórů okrajové gelové lemy (obr. 9). Zkušební hranoly po zkoušce ASTM C 1260, u kterých bylo cementové pojivo částečně nahrazeno struskou (S50), popílkem (P25) a popílkem s mletým betonem (P12,5 + B12,5), nevykazují žádné viditelné povrchové porušení. Vzorek S25 + V25 s náhradou cementu struskou a vápencem má jen tenkou ojedinělou trhlinku na lícové straně. Zkušební tělesa zhotovená s 25% příměsí strusky na úkor cementu jsou porušená drobnými trhlinkami na lícové i bočních stranách, stejně tak to můžeme pozorovat i u vzorku s příměsí 12,5 % popílku, dále u vzorku s 25% příměsí mletého betonu i u srovnávacího hranolu. U posledních dvou typů bylo narušení povrchu výraznější než u ostatních hranolů, přičemž srovnávací zkušební těleso mělo porušení nejvýraznější. U žádného ze vzorků nebyly ovšem trhliny vidět pouhým okem a byly patrné až při zvětšení ve stereomikroskopu.

❚

2/2014

❚


41

PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

❚

FAILED CONCRETE

PŘÍČINY STŘECHOVITÉHO ZDVIHU BETONOVÝCH DESEK KRYTU VOZOVKY DÁLNIC V ČR OD ROKU 2010 ❚ CAUSE OF ROOF-LIKE LIFTING OF CONCRETE SLAB COVERS ON HIGHWAYS IN THE CZECH REPUBLIC SINCE 2010 Jan Hromádko Od roku 2010 do současnosti se nebývale zvýšil výskyt dosud vzácného typu poruchy betonového krytu dálniční vozovky, projevující se střechovitým zdvihem nebo vystřelením betonových desek krytu, nebo výraznými hrboly v navazující asfaltové vozovce. Tato porucha znamená ohrožení bezpečnosti dopravy a odstranění vady vyžaduje omezení dopravy často na mnoho dnů v letním období. Příspěvek definuje dosud zjištěné a další pravděpodobné příčiny této poruchy, které souvisí s objemovou roztažností betonu teplotní, vlhkostní, se škodlivými objemovými změnami v betonu, s chybami návrhu vozovek, s chybami stavebního dozoru, s technologickou nekázní zhotovitele, ale také s chybami údržby a při opravách. Uvádí popisy případů a zobecnění dosavadních poznatků a doporučení pro projektanty a správce komunikací s betonovým krytem (silniční vozovky, letištní dráhy, parkoviště atd.), má však význam i pro jiné betonové konstrukce navrhované do extrémních podmínek. Shromážděné informace podněcují k ještě komplexnějšímu přístupu při návrhu tohoto typu betonových konstrukcí, než jaký vyžadují stá-

macích nivelety v letním období (tab. 1), nás nutí k analýze těchto jevů. Následující úvaha o jejich příčinách vychází z podkladů uvedených v seznamu literatury, ale především z vlastní prohlídky poruch na místě a jejich fotodokumentace [8], ze zkoušek a měření zajištěných správcem komunikace a z provozních informací správce. K těmto poruchám se také vztahuje značné množství mediálních informací. Příspěvek nenahrazuje komplexní sběr údajů o tomto typu poruchy a prozatím není kompletním podkladem pro úpravu navrhování tuhých vozovek nebo podobných konstrukcí. Je nutné, aby se s průběžnými poznatky o podmínkách, vlivech, projevech a možných příčinách poruchy seznámili provozní pracovníci a projektanti pozemních komunikací, případně i autoři technických předpisů. V příspěvku se uvádí více než deset vlivů a příčin uvedené poruchy. Tím se opět potvrzuje známá skutečnost, že poruchy stavebních konstrukcí nastávají vždy v důsledku kombinace více příčin.

vající předpisy pro jejich navrhování. ❚ Since 2010 until now, occurrence of former rare type

PROJEVY A POPIS PORUCH

of failure in concrete cover slabs on highways has increased significantly. These failures are visible as roof-like lifting of concrete cover slabs or considerable bumps in the adjacent tar road pavements. Such a failure is dangerous for traffic, and fixing such a failure means traffic restrictions for many days in the summer season. This article defines detected and likely reasons for these failures that are caused by thermal and hydro volume expansion of concrete, damaging volume changes in concrete, faults in road designs, errors in construction supervision, technological indiscipline of the constructor, as well as wrong maintenance and repairs. We describe cases, draw general conclusions from up-to-date findings and give recommendations to concrete

Názvosloví podle ČSN 736175 a TP Ministerstva dopravy ČSN definuje podélné hřbety IR, hrboly IB a poklesy ID. Z praktických důvodů bylo toto názvosloví převzato i pro příčné hrboly a hřbety, přejížděné při běžném provozu kolmo. Výška hřbetů a hrbolů je definována jako rozdíl mezi přímou referenční čárou a nejvyšším bodem hřbetu nebo hrbolu. Je-li poměr I/p > 1 jedná se o hřbet, při poměru I/p ≤ 1 se jedná o hrbol (obr. 1). V literatuře [7] se zavádějí specifická názvosloví tří různých poruch s částečně odlišnými příčinami, viz dále.

roads designers and service and maintenance bodies (roads, runways, parking lots, etc.), but also for other concrete constructions designed for extreme conditions. The collected information instigate a more complex attitude to concrete structures design than current standards and regulations require.

Nárůst počtu poruch cementobetonového krytu vozovek dálnic v ČR od roku 2010, spočívajících v náhlých defor42

Popis a projevy poruch V popisovaných případech jde o deformaci a zdvih nivelety na kontaktu desek CB krytu (na příčné spáře) od cca 50 do 200 mm, tj. o vznik hrbolu v důsledku zdvihu a podrcení desek – tzv. vystřelení desky definované v katalogovém listu (dále KL) 56 dle [7], případně o nerovnosti na styku cementobetonového a asfaltového krytu, KL 57 dle

[7]. Častější variantou je změna výškové polohy IB krytu na kontaktu CB krytu a asfaltového krytu v hodnotách až +200 mm nad úroveň přímé referenční čáry. Zvláštním případem je katalogová porucha č. 54 dle [7], tzv. střechovitý zdvih desek CB krytu, situovaný v průběžném betonovém pásu vozovky, tedy mimo koncovou část v místě přechodu na asfaltovou vozovku. Většinou se jedná o velmi dlouhé úseky CB vozovky (jednotky kilometrů) bez navržených a provedených dilatačních spár. Porucha se v posledních třech letech projevila na více místech dálnic s betonovým krytem, nejčastěji se jedná o případy s menší hodnotou zdvihu asfaltového krytu – o hrbol výšky do 50 mm, bez zdvihu konce betonového krytu, kdy posouvající se konec betonové vozovky před sebou stlačuje a vzdouvá asfaltovou vozovku. Pokud je tento proces extrémně rychlý a asfaltové vrstvy se při dané teplotě nestačí deformovat, může směrem vzhůru po zalomení vybočit část asfaltové vrstvy v podobě kry. Průvodním jevem bývá i vzájemný posun betonových pásů vozovky vůči sobě v podélné spáře u starších úseků bez vložených kotev podélné spáry. Poruchu CB krytu někdy doprovází výškové a směrové vybočení přilehlého betonového monolitického odvodňovacího rigolu nebo obrubníků (obr. 5). Posun a/nebo zdvih se ale někdy týká i podkladních vrstev z cementové stabilizace (SC) případně kameniva zpevněného cementem (v době realizace D5 Plzeň–Rozvadov, dle německých předpisů, se jednalo o tzv. HGT vrstvu) v tloušťce 150 až 250 mm. Porucha má obvykle velmi rychlý průběh a do chvíle zaregistrování překážky příslušným provozovatelem, nahlášení policii a omezení dopravy vzniká na hrbolu poškození vozidel. Soupis zaznamenaných vlivů a možných příčin vzniku hrbolů (vystřelení desek) Ve všech případech vznikl hrbol jako následek podélného posunu určité části cementobetonového krytu. Iniciaci rozsáhlého posunu (resp. značné tlakové


❚

2/2014


síly) koncové části celého jízdního pásu CB vozovky způsobil extrémní ohřev a roztažení CB krytu v důsledku zejména teplotní roztažnosti betonu, ale vždy v kombinaci s dalšími vlivy. Typická teplota povrchu betonu vozovky měřená nejbližší dálniční meteohláskou v odpoledních hodinách ve chvíli poruchy byla mezi +47 až +51 °C, [2], [6]. Pro tyto hodnoty posunů, resp. tlakových napětí v betonu v důsledku extrémního ohřevu betonu na +50 °C a z toho vyplývajících vnitřních sil při pružném stlačení betonového pásu se původní návrh detailu styku CB/asfaltová vozovka v realizační dokumentaci jeví jako nefunkční, přestože se jedná o vzorový detail převzatý (sice nepřesně) z německých Richtlinií a používaný i na jiných stavbách. Přitom do roku 2010 s tímto řešením styku nebyly dle dostupných, resp. v ČR publikovaných, informací problémy. Z průběhu popisovaných poruch vyplývá, že konstrukce pro zabránění posunu koncové části CB krytu není spolehlivě navržena pro nastalé extrémní podmínky a pro častou kombinaci dále uvedených příčin. Doposud navrhovaný a realizovaný způsob ukončení CBK spočívá v zesílení posledních CB desek na cca dvojnásobek návrhové tloušťky. Současně s tím vyvstává otázka, zda návrhová hodnota teplotního součinitele délkové roztažnosti betonu uvažovaná v [3] (αk = 0,00001 K-1), používaná pro návrh napětí v betonové desce, je optimální a zda jsou vůbec při návrhu posuzovány konstrukce bránící posunu koncových částí CB krytu při extrémních teplotách. Uvažovaná hodnota přírůstku délky betonové desky pro tento teplotní součinitel a pro nárůst z průměrné roční teploty desky cca +10 °C na extrémní letní teplotu +50 °C je 0,4 mm/m, tj. 2 mm u jedné 5m desky. Teplotní gradient po výšce desky a borcení od teploty pro zjednodušení v této analýze není uvažován.

není ve stejné výškové úrovni jako podkladní vrstva pod asfaltovou vozovkou). Odchylky skutečného stavebního provedení tohoto detailu od návrhu v RDS (technologická nekázeň), zjištěné při diagnostickém průzkumu poruchy na D5 (např. zhotovitelem vytvořené škodlivé klínové plochy na podkladních vrstvách vozovky, nedostatečná tloušťka koncových zesílených desek CBK, absence pružné 20 mm tlusté vložky v dilatační příčné spáře mezi asfaltovým a betonovým krytem atd.). Předchozí postupné dlouhodobé zvětšování objemu betonu v přilehlém úseku CB krytu vozovky vlivem alkalické reakce kameniva v betonu, a tedy tím i vyčerpání rezervy volné šíře příčných kontrakčních spár/trhlin CB krytu ve značné délce průběžného betonového pásu. Tento zásadní vliv, co do významu druhý v pořadí, je v současnosti prokázán u případů na D5, D11, D1, R35. Vyčerpání volné šíře kontrakční spáry (trhliny), resp. její ucpání, může mít na svědomí také přísun nečistot s povrchu vozovky neutěsněnou spárou. Hodnota přírůstku objemu betonu, vyjádřená při urychlené zkoušce prodloužení trámců délky 500 mm dle Alkalirichtlinie, je v případě probíhající „škodlivé“ alkalické reakce vyšší než 0,6 mm/m (obr. 13). Zvětšení objemu betonu CB krytu a vrstev SC nebo HGT vlivem intenzivního nasáknutí vodou při opakovaných srážkách v předchozím týdnu. Značné

❚

FAILED CONCRETE

objemové změny betonu způsobené vysycháním a nasáknutím byly experimentálně prokázány na vzorku reálného betonu odebraného z CBK na D5 [5] (obr. 12) z úseku se zvýšeným obsahem kaolínu v kamenivu v betonu a s prokázanou výraznou poruchou vlivem škodlivé alkalické reakce (tedy se zvýšeným obsahem křemičitých gelů v betonu, a to i v místech bez trhlin). Hodnota vlhkostní roztažnosti vzorků betonu shodné receptury (vysušený a úplně nasáknutý vzorek) byla až 1,7 mm/m (obr. 12). Tento vliv je pravděpodobně doposud velmi málo znám a při komplexním posuzování chování CB krytu a podobných konstrukcí se obvykle neuvažuje. Zmenšení třecího odporu, který za běžných podmínek zpomaluje posun desek po podkladní vrstvě, ve spáře pod CB deskami vlivem nasáknutí vodou po přívalových deštích, při pravděpodobně nedostatečně rychlém odvádění srážkové vody. Nedostatečné odvádění srážkové vody se může vyskytovat zejména v úsecích s betonovými rigoly, které sice dobře odvádějí vodu s povrchu vozovky, ale zadržují vodu pronikající pod betonovou vozovku na povrch asfaltové membrány nebo stmelené podkladní vrstvy, která je nepropustná. Snadný přístup srážkové vody do CBK, do styku mezi CBK a asfaltovou mezivrstvu a do stmelené podkladní vrstvy neutěsněnými podélnými

Tab. 1 Lokalizace některých vybraných případů poruch cementobetonového krytu Tab. 1 Location of selected examples of concrete cover failures

Označení komunikace D5 SOKP 516 D5 D5 D1 R35 D5 D1 D11 D1 D1 D1 D1

Další příčiny Odchylka návrhu detailu styku CB/ asfaltová vozovka v realizační dokumentaci od typového detailu v [4] (např. podkladní vrstva SC/HGT pod CBK

Staničení [km] 122,045 L 23,250 L 116,855 P 118 93,9 P 287,7 P 116,855 P 51,2 P 11,355 P 50,630 P 39,2 L 168 P 36,8 L

Datum a čas poruchy 12.7.2010, 20:00 13.7.2010, 14:00 13.7.2010 14.7.2010 22.7.2010 18.6. 2012, 16:45 21.6.2012 22.6.2011, 19:00 2.7.2012 18.6.2013 20.6.2013 3.8.2013, 15:00 7.8.2013, 14:30

Materiál vrstev vozovky Přechod CB/AHV Přechod CB/AHV Přechod CB/AHV Přechod CB/AHV Přechod CB/AHV CB Přechod CB/AHV CB CB CB CB CB CB

❚

Jízdní pruh/pás celý pás expresní, rychlý pruh celý pás celý pás celý pás rychlý pruh celý pás rychlý pruh zpev. krajnice-odst. pruh rychlý pruh – pomalý pruh rychlý pruh

1

Obr. 1 Podélný profil vozovky vykazující výšku hřbetu IB, hrbolu IR a poklesu ID ❚ Fig. 1 Longitudinal profile of the road showing the ridge height IB, bump IR and descent ID

2/2014

❚


43


❚

FAILED CONCRETE 2

3 4

Obrazový popis konkrétní poruchy na D5 v km 122,045 L v roce 2010 (obr. 2 až 15) Obr. 2 Hrbol na povrchu CB vozovky v km 122,045 D5, vznikl dne 12. července 2010 ❚ Fig. 2 Bump on the surface of concrete road pavement on the 122.045 km of the D5 Highway on July 12, 2010 Obr. 3 Podélný řez v místě poruchy, návrhový stav ❚ Fig. 3 Longitudinal section in the place of the failure, project solution

a příčnými spárami CBK – toto je vliv místy nedostatečné údržby vozovek. Vada z výstavby podkladní vrstvy cementové stabilizace nebo HGT spočívající v klínovitém tvaru pracovní spáry napojení dvou úseků pokládky SC (HGT). Při násunu klínovitých konců SC (HGT) v pracovní spáře na sebe vlivem roztažení po ohřevu a nasáknutí podkladních vrstev vznikl svislý silový impulz, který se také mohl podílet na iniciaci „vystřelení“ průběžného teplem předpjatého betonového pásu. Vyšší mechanické parametry stmelených podkladních vrstev pod CB krytem – vyšší hodnota teplotního součinitele délkové roztažnosti, pevnosti v tlaku a E modulu – v případě stmelené vrstvy (HGT), která má charakter válcovaného betonu. Při daných extrémních teplotách CB krytu (extrémní vlna veder v roce 2010 trvala týden) je vysoce pravděpodobný intenzivní ohřev i této vrstvy HGT a jeho příspěvek k tvorbě podélných sil a posunů celého vozovkového souvrství. Pevnost v tlaku zjištěná na vývrtu z vrstvy HGT v oblasti poruchy na D5 (ve stáří 14 roků) byla až 22 MPa [5] a v místě poruchy vystřelila kromě CB desky i deska tvořená podkladní vrstvou HGT, pod a mezi deskami vznikla dutina. 44

Chybně prováděné opravy CB krytu, konkrétně se jedná o náhradu částí poškozených CB desek nebo celých desek asfaltovými hutněnými vrstvami (na celou tloušťku CB desky). Tento způsob opravy není uveden v žádném technickém předpisu pro pozemní komunikace. Oslabení betonového pásu vozovky při této náhradě cementového betonu asfaltovou hutněnou směsí je evidentní, a i když je touto rychlou, ale neschválenou technologií zajištěna únosnost vozovky ve svislém směru, není zajištěn přenos podélných sil vznikajících v důsledku extrémních ohřevů betonu. Veškeré podélné síly vyvolané ohřevem betonu v celé šíři jízdního pásu vozovky tedy přenáší v místě asfaltové záplaty pouze zbylá část tlačeného betonového průřezu (to je umožněno přenosem sil přes podélnou spáru z přerušeného do nepřerušeného pásu betonu kotvami nebo třením v této spáře), obvykle 2/3 původní šíře vozovky, protože náhrada CB asfaltem je častá technologie opravy poškozeného pomalého jízdního pruhu. U tohoto zbývajícího vzdorujícího průřezu betonu byla proto v některých popisovaných případech překročena pevnost betonu v tlaku a došlo k poruše dle KL 56 – vystřelení desky. V místech poškozených předtím také vlivem ASR je vnitřní struktura CB desky významně na-

Obr. 4 Podélný řez v místě poruchy, 1 – trhliny ve zlomené CB desce, trhliny v zalomené vrstvě HGT, 2 – dutiny mezi CBK a HGT v důsledku posunu CB desky po klínové ploše, 3 – vrchol hrbolu v asfaltové části vozovky, 4 – chybějící poddajná vložka tloušťky 20 mm ve spáře na kontaktu CB/AB – chyba dodavatele a dozoru, 5 – skutečná tloušťka zesílené CB desky je pouze 280 mm (chybí 110 mm) – chyba dodavatele, 6 – vrstva kameniva stmeleného hydraulickým pojivem se také vlivem vedra posunula, v obou částech vozovky není HGT navržena ve stejné výškové poloze – chyba projektanta ❚ Fig. 4 Longitudinal section in the place of a failure, 1 – cracks in the broken concrete slab, cracks in a broken HGT layer, 2 – caverns between the concrete and HGT layer as a result of a shift of the concrete slab on the cuneal surface, 3 – top of the bump in the tar part of the road pavement, 4 – missing 20 mm thick flexible layer in the joint of CB/AB – supplier‘s and supervisor‘s error, 5 – the real thickness of the CB slab is only 280 mm (110 mm thinner) – supplier‘s error, 6 – the aggregate layer hydraulically bound moved due to hot weather – the HGT in both parts of the road has not been designed in the same location – fault of the designer Obr. 5 Porucha na D5 v km 122,045 L v roce 2010 ❚ Fig. 5 Failure on the 122.045 L km of the D5 in 2010 Obr. 6 Hrbol z pohledu řidiče na dálnici ❚ Fig. 6 The bump from the drivers‘ view Obr. 7 Porucha na D5 v km 122,045 L v roce 2010 ❚ Fig. 7 Failure on the 122.045 L km of the D5 in 2010 Obr. 8 Porucha na D5 v km 122,045 L v roce 2010 ❚ Fig. 8 Failure on the 122.045 L km of the D5 in 2010 Obr. 9 Zaměření podélného řezu hrbolem ❚ Fig. 9 Gauge of the longitudinal section of the bump Obr. 10 Vrstevnicový plán hrbolu ❚ Fig. 10 Contour plan of the bump


❚

2/2014

PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ 5

6

7

8

rušena (delaminace betonu), a proto je snížena pevnost betonu v tahu a tlaku. Vyčerpaná životnost vozovky z výše uvedených důvodů, z důvodu stáří (35 až 40 let u D1) a intenzivní těžké dopravy. U těchto nejstarších úseků českých dálnic potom samozřejmě ke vzniku poruchy stačí jednoduchá kombinace dvou vlivů, např. k vystřelení desky může být důvodem extrémní podélná síla v betonu v důsledku extrémního ohřevu v kombinaci s běžnou poruchou – nevstřícností dvou desek v místě nechvalně známých schůdků na nevyztužených příčných spárách (KL poruchy č. 52). Existuje také podezření, že intenzivní dynamické namáhání nevyztužené cementobetonové desky krytu přetíženými těžkými nákladními vozidly urychluje vznik tahových mikrotrhlinek, což zvyšuje nasákavost betonu, čímž se zvyšuje jeho vlhkost a urychluje proces škodlivého rozpínání betonu (např. alkalickou reakci kameniva v betonu). Zanedbaná běžná údržba CB krytu, neprováděná souvislá údržba CB krytu v posledních 10 až 20 letech (definice viz [3], [7]), neprovádění oprav a rekonstrukcí CB krytu a konstrukcí pod ním (např. nefunkční odvodnění vozovkového souvrství, neutěsněné trhliny v krytu a zanášení spár tuhými nečistotami atd.). 2/2014

❚

❚

FAILED CONCRETE

9 10


45


❚

FAILED CONCRETE 12

13a

13b

Obr. 11 Porucha na D5 v km 122,045 L v r. 2010 – výskyt ASR na betonovém krytu v okolí hrbolu ❚ Fig. 11 Failure on the 122.045 L km of the D5 in 2010, occurrence of ASR on the concrete cover in the bump surrounding Obr. 12 Vlhkostní roztažnost betonu D5, měřená na vzorcích vyřezaných z krytu ❚ Fig. 12 Moisture expansion of concrete on D5, samples cut from the cover Obr. 13 a) Výskyt ASR gelu v betonu v okolí hrbolu, vývrt průměru 50 mm, uranylová detekční metoda, b) snímek v UV světle ❚ Fig. 13 a) Occurrence of the ASR gel in concrete around the bump, uranyl detection method, b) UV light picture

T E P L O T N Í P O M Ě RY V E V O Z O V C E PŘI PORUŠE

Pro popis teplot v krytu vozovky při poruše byly využity informace z blízkých dálničních meteohlásek s kontinuálním záznamem teploty vzduchu, povrchu vozovky a srážek. Porovnáním informací z více lokalit na dálniční síti a z údajů ČHMÚ lze nahradit teplotu betonové vozovky v místě poruchy teplotou vozovky na nejbližší meteohlásce, vzdálené do 4 km, s dobrou shodou. Je pravděpodobné, že malé rozdíly v orientaci trasy, ve sklonu a výšce nivelety v místě meteohlásky lze pro účely této úvahy zanedbat. 14

Typické průběhy teplot pro diskutované případy poruch jsou uvedeny v grafech na obr. 35 a 36. N ÁV R H O P R AV Y B E T O N O V É A A S FA LT O V É V O Z O V K Y V M Í S T Ě Z D V I H U K RY T U

V případě hrbolu na povrchu asfaltového krytu je jeho pouhé odfrézování nutno považovat za provizorium, použitelné výjimečně z provozních důvodů. Životnost takové opravy je půl až jeden rok, je však také nutno zajistit dokončení podrobného diagnostického průzkumu pro potvrzení míry vlivu možných příčin poruchy.

Obr. 14 V betonu CBK byla v rozporu se schválenými složkami betonu použita směs kameniva z různých hornin s různou citlivostí na alkálie z betonu, až ze čtyř lokalit, nábrus dodatečného vývrtu o průměru 150 mm z vozovky ❚ Fig. 14 In the cementconcrete cover were used contrary to the authorized concrete components aggregate mixtures of different rocks with different sensitivity to alkali from concrete from four localities, polished section of the additional core from the road of 150 mm diameter Obr. 15 Vývrt dilatační spáry ve vozovce, kde byla zjištěna absence původně navržené stlačitelné vložky na kontaktu cementový beton-asfalt vedle hrbolu ❚ Fig. 15 Core of the dilatation joint in the road surface where was also found absence of the initially designed compressive inlays on the spot of contact between cement-tar next to the bump

15

46


❚

2/2014


❚

FAILED CONCRETE

17

18

Obr. 16 D5 km 116,855 P, opakovaná porucha dne 21. června 2012 ❚ Fig. 16 Km 116.885 on the D5 highway, repeated failure on June 21, 2012 Obr. 17 Odkrývání asfaltového souvrství při opravě poruchy ❚ Fig. 17 Uncovering the tar layers during the repair Obr. 18 Klínovitý tvar pracovní spáry cementem stmelené podkladní vrstvy, s trhlinou a zdvihem ❚ Fig. 18 Wedge-shaped construction joints of the cement united base, with a crack and uplift (D5, km 116,855 P)

Obrazový popis konkrétní poruchy na D1 v km 51,2 P v roce 2011 ( obr. 19 až 25) Obr. 19 Vzorový příčný řez vozovkou na dálnici D1 ❚ Fig. 19 Sample cross section of the road surface on D1 Obr. 20 Konstrukce dálničních vozovek na D1 ❚ Fig. 20 Structure of the highway road surfaces on D1 19

20

2/2014

❚


47


Spára před poruchou

❚

FAILED CONCRETE Obr. 21 Místo poruchy CB krytu vozovky na dálnici D1, před událostí ❚ Fig. 21 The failure point of the cement-concrete road surface on D1, before the accident Obr. 22 Porucha dne 22. června 2011 on June 22, 2011

❚

Fig. 22

Failure

Obr. 23 Místo poruchy – po odbourání CB desky obnažená klínovitá pracovní spára v cementové stabilizaci (též obr. 22, 24, 25), situovaná přesně pod vystřelenou spárou CB desek na obr. 21 ❚ Fig. 23 Place of the failure after removal of the cement-concrete slab, visible construction joint in cement stabilization (see also fig. 22, 24, 25), situated directly under the shot cement-concrete slabs on fig. 21 Obr. 24 Schéma poruchy CB desky v místě nad klínovitou pracovní spárou ve vrstvě cementové stabilizace, způsobené stlačením, posunem a podrcením v obou konstrukčních vrstvách (CB a SC) současně – podélný řez krytem ❚ Fig. 24 Scheme of the cement-concrete slab in the point above the wedge-shaped construction joint in the layer of cement stabilization caused by compression, shift and grind in both structure layers (cement-concrete and cement stabilization) at once, longitudinal section of the cover Obr. 25 Porucha v rychlém JP je v místě oslabení pomalého JP nevhodnou opravou z asfaltové směsi ❚ Fig. 25 Failure in the fast lane is in the place of weakening of the slow lane inappropriate repair from tar mixture Obr. 26 Vzájemné posuny betonových pásů vozovky v rozšířené nekotvené podélné spáře, sevření příčné spáry krytu (bez kluzných trnů) ❚ Fig. 26 Mutual shifts of the concrete strips of the road surface in a widened non-anchored longitudinal joint, closure of the cross joint of the cover (without the dowels) 22

Obr. 27 Povrch betonové vozovky s příznaky škodlivé rozpínavé reakce v CBK (trhlinky s křemičitým gelem) v okolí poruchy ❚ Fig. 27 Concrete road surface showing expansive reactions in the cement-concrete covers (cracklings with silica gel) round the failure

Obrazový popis poruchy na D11 v km 11,350 P v roce 2012 (obr. 28 a 29) Obr. 28 Vystřelení desky ve zpevněné krajnici 2. července 2012, viditelná je alkalická reakce v betonu ASR (trhliny s tmavým lemováním – charakteristický příznak škodlivé rozpínavé reakce v betonu) ❚ Fig. 28 Shot-out of the slab in the hard shoulder on July 2, 2012, visible alkali reaction of concrete (failures with dark flanges – typical sign of damaging expansion reaction) Obr. 29 Porucha z 2. července 2012 je také v místě oslabení CB pásu nevhodnou opravou v jízdních pruzích asfaltovou vrstvou ❚ Fig. 29 Failure from July 2, 2012 is also in the cement-concrete strip weakened by inappropriate repair by tar layer

23 24

Další případy (obr. 30 až 34) Obr. 30 Hrbol na D1 v km 93,9 P vzniklý na asfaltové vrstvě u kontaktu s betonovou vozovkou dne 22. července 2010 ❚ Fig. 30 Bump on D1, km 93.9 P occurred on the tar layer at the place of contact with the concrete road on July 22, 2010 Obr. 31 D1 km 36,8 L s poruchou CB krytu dne 7. srpna 2013 ❚ Fig. 31 D1, km 36.8 L, with failure on the cement-concrete cover on August 7, 2013 Obr. 32 Silnice R35 Lipník, km 287,7 P v úseku s intenzivní rozpínavou reakcí kameniva v betonu, porucha dne 18. června 2012 ❚ Fig. 32 On June 18, 2012 a failure occurred on the R34 road, Lipník, km 287.7 R, in the part with intensive expanding reaction of the aggregate Obr. 33 Silnice R35 Lipník, km 287,7 P, oprava betonové desky po poruše dne 18. června 2012 ❚ Fig. 33 R35 Lipník, km 287.5 R, repair of the concrete slab after failure Obr. 34 Hrbol na Pražském okruhu (SOKP 516 L) na pracovní spáře asfalt-beton ze dne 13. července 2010 ❚ Fig. 34 Bump on the Prague Ring (SOKP 516 L) on the construction joint tar-concrete from July 13, 2010

48


❚

2/2014


30

26

31

27

32

28

33

29

34

2/2014

❚


❚

FAILED CONCRETE

49


❚

FAILED CONCRETE

35

36

Obr. 35 Týdenní průběh teploty, záznam meteohlásky v km 48.2 D1 u místa poruchy v km 51,2 ❚ Fig. 35 Weekly development of temperatures, meteo station on D1 km 48.1 entries, at the failure on km 51.2 Obr. 36 Měsíční průběh teploty povrchu CB vozovky, záznam meteohlásky na D5 v km 118,1, nejbližší k místu poruchy v km 122,045, zajímavé je datum poruchy (červená šipka) – mimo teplotní maximum ❚ Fig. 36 Monthly development of temperatures of the cement-concrete road surface, meteo station entries on D5, km 118.1, the closest to the failure occurrence on km 122.045; the failure occurred on the off-peak date (red arrow) Obr. 37 Nejúčinnější způsob zachycení podélných posunů CB krytu v místě přechodu na asfaltovou vozovku dle Richtlinie [4] ❚ Fig. 37 The most efficient method of constraint the longitudinal shifts of the cement-concrete cover in the place of contact with the tar surface acc to Richtlinie [4]

37

Obr. 38 a)–h) Osm fází a složek podélného smrštění a expanze betonové konstrukce v exteriéru ❚ Fig. 38 Eight phases and components of the longitudinal compression and expansion of the concrete construction in exterior Obr. 39 Málo stlačitelná výplň kontrakční spáry snižuje účinnost dilatačních opatření navržených pro vozovku ❚ Fig. 39 Low compressible inlay of the contract joint decreases the efficiency of dilating measures designed for the road surface

50


❚

2/2014

PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ 38a

38f

Expanze betonu nasáknutím 38b 38g

Kontrakce od autogenního smrštění betonu (hydratace)

Kontrakce od autogenního smrštění + od vysychání betonu

38h

Expanze betonu nasáknutím + alkalickou reakcí + teplotním roztažením - chybějící dilatační kapacita spáry 38d

Kontrakce od autogenního smrštění + od vysychání betonu + od dotvarování

38e

Kontrakce od + + +

autogenního smrštění od vysychání betonu od dotvarování od ochlazení betonu

2/2014

❚

Ucpání kontrakčních trhlin nestlačitelnými nečistotami, když se neprovádí údržba zálivek spár P O Z N AT K Y P R O D A L Š Í V Ý S TAV B U A O P R AV Y BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

Expanze betonu nasáknutím + alkalickou reakcí

38c

FAILED CONCRETE

39

DETAIL kontrakční trhliny Podélný řez vozovky

❚

Dokumentaci provizorní opravy by měl zpracovat zkušený projektant, neboť je obtížné odhadnout chování konce konstrukce jízdního pásu vozovky po uvolnění tlakového napětí v krytu při odbourávání jeho poškozené části. Doporučuje se definitivní oprava na základě dokumentace vypracované zkušeným projektantem po potvrzení všech příčin a po přehodnocení původního detailu kontaktu CB a asfaltového krytu. Přitom jsou nutné konzultace, výpočty, průzkum a zkoušky. Za definitivní opravu nelze považovat náhradu poškozených betonových desek CB krytu asfaltovými vrstvami, zejména při opravách poruchy nacházející se v průběžném betonovém pásu. Porucha se obvykle řeší výměnou tří původních desek CBK postupem dle TP MD. Nevhodné klínové úseky cementové stabilizace se vybourají a nahradí betonem C16. Pracovní spáry mají být kolmé a svislé.


S názorem Otakara Vacína, stavebního experta z ČVUT v Praze: „pokud se budou vedra v Česku opakovat, bude se muset změnit technologie při stavbě dálnic ...“ [1] lze souhlasit. Jednou z možností je změna návrhu styku betonové a asfaltové vozovky, např. podle principu kotevního betonového prahu (obr. 37), který zasahuje do hloubky 0,8 m pod CB desku, tj. již do oblasti aktivní zóny zemního tělesa a konec CB pásu účinně kotví. Doposud používané kotvení konce betonového pásu proti posunu pouze pomocí zesílených koncových desek se jeví jako nedostatečné (obr. 3 a 4). Dalším námětem je možnost návrhu stlačitelných dilatačních prostorových spár, a to na základě podrobnějšího modelování teplotních, vlhkostních a jiných rozpínavých vlivů. Ze stavební praxe u některých betonových částí staveb vyplývá poznatek, že návrh dilatačních opatření je často a opakovaně podceňován a zanedbáván, což vede k poruchám. Provedeme-li jednoduchý součet výše v článku uvedených vlivů (obr. 38): • vlivu krátkodobého extrémního ohřevu CB desky na + 50 °C – lineárního prodloužení 0,4 mm/m, • dlouhodobého vlivu rozpínání betonu při slabé alkalické reakci, u málo reaktivního kameniva (v ČR častý případ) – hodnoty menší než 0,6 mm/m, např. 0,5 mm/m, • krátkodobého vlivu nasáknutí betonu a/nebo podkladních stmelených vrstev vodou – konzervativní hodnoty např. 1 mm/m, dojdeme při souběhu jen těchto tří vlivů k vysoké hodnotě lineárního prodloužení, cca 1,9 mm/m, pro jednu CB desku délky 5 m to představuje posun konce o 9,5 mm, stávající šířka kontrakčních trhlin, cca 2 až 4 mm, tento pohyb neumožní, a proto je nezbytná revi51


ze resp. nové posouzení skutečně působících vlivů na délkovou roztažnost reálného betonu. Z ÁV Ě R

Je nezbytná revize, resp. nové posouzení skutečně působících vlivů na betonové konstrukce vystavené venkovnímu prostředí, zejména vlivu sycení betonu vodou, alkalické reakci a extrémnímu ohřevu a jejich podílu na hodnotě délkové roztažnosti reálného betonu a hodnotě celkového posunu koncových částí konstrukce. Tyto všechny vlivy by měly být uvažovány u důležitých konstrukcí z betonu s požadovanou vysokou životností, vystavených extrémním podmínkám. Posouzena by měla být dostatečnost dosud navrhovaných dilatačních opatření (rozměr a počet pracovních, kontrakčních a dilatačních spár u rozměrných betonových konstrukcí v exteriéru). Uvedenému součtovému lineárnímu

❚

FAILED CONCRETE

Literatura: [1] Weikert P., Vacín O. (2010): Na dálnice míří kontroly kvůli „boulím“ z veder, Hospodářské noviny, 15. 7. 2010, str. 6 [2] Hromádko J., Marusič J., (2010): Pokyn pro odstraňování hrbolů a hřbetů na kritických místech vozovky při vysokých teplotách vzduchu, interní pokyn, ŘSD ČR [3] MD ČR, (2011). TP 92, Navrhování údržby a oprav vozovek s CB krytem [4] ZTV Beton-StB – Zusätzliche Technische Vertragsbedingungen und Richtlinien für den Bau von Tragschichten mit hydraulischen Bindemitteln und Fahrbahndecken aus Beton, Ausgabe 2007 [5] Horský J., (2009): Hodnocení poruch CB krytu na D5 v úseku 128,144 až 130,500 km ve směru na Rozvadov, Zpráva č. D 50/09 [6] Klepáč J., (2010-2013): Provozní úsek ŘSD ČR. Provozní informace a fotografie [7] MD ČR, (2010), TP 62, Katalog poruch vozovek s cementobet. krytem [8] Hromádko J. (2010 až 2013): fotoarchív autora

roztažení může nevyztužená konstrukce nekonečného pásu betonu vzdorovat bez poruch jen obtížně, pružné přetvoření (stlačení) betonu v oblasti platnosti Hookova zákona a počáteční smrštění mladého betonu zřejmě ke kompenzaci rozpínání postačovat nebude. Při silnější alkalické reakci (úseky na D1, D5, D2, R35, D11) toto nadměrné součtové lineární roztažení betonové desky (bez vytvoření nových dilatačních opatření) však zcela jistě povede i v budoucnosti k popisovaným poruchám vozovek a jim podobných betonových konstrukcí. Ing. Jan Hromádko Ředitelství silnic a dálnic ČR Čerčanská 2023/12 140 00 Praha 4 tel.: 241 084 417, 606 711 837 e-mail: [email protected] www.rsd.cz

THE ECONOMY OF SUSTAINABLE CONSTRUCTION Třicet specialistů z celého světa řeší otázku nákladů spojených se snahou o udržitelnost v prostředí stavebnictví. Kniha si všímá určitých postupů a vzorů v práci architektů a představuje materiály a metody vhodné pro zvýšení sociálního, ekonomického a zejména udr žitelného provozu budov a dalších stavebních konstrukcí.

Kniha představuje na čtyřech stech stranách eseje, zprávy a případové studie, které zkoumají vztahy mezi komerčními a udržitelnými hodnotami a sledují stopy, které stavebnictví po sobě v 21. století zanechává. Vyzdvihují také naléhavost přijetí vhodnějších stavebních postupů a metod zejména ve světle rozšiřující se urbanizace krajiny a rychlého růstu už nyní gigantických megapolí, a naopak stagnujících ekonomik a možných klimatických změn. Autoři navrhují, jak mohou architekti, konstruktéři či stavební výroba přispět k prospěšným změnám globální ekonomiky zodpovědným zvažováním a posuzováním všech souvislostí zasahujících do změn kvality životního prostředí a sociálních důsledků. Experti zkoumají, zda je možné přiblížit se či směřovat k „udržitelné“ budoucnosti bez vyvolávání radikálních změn ve stávajících ekonomických systémech. Ačkoliv je udržitelnost široce vnímána „jako správná věc“ k prosazování, hlavními bariérami, které jí brání v rozšíření ve stavebnictví, je počáteční vysoká cena, ať už vnímaná 52

nebo reálná. Případové studie a také výzkum představené v knize zpochybňují předpoklady, že udržitelné stavění stojí nutně více a rozebírají zastaralé metody hodnocení rentability budov. V knize jsou představena nová paradigmata výstavby a prosperity, která vycházejí ze „spolupráce“ s prostředím, nikoliv s prosazováním se proti němu. Není to však žádný zázračný všelék na ekonomické, sociální a jiné problémy, ale pouze dvě základní strategie: první, krátkodobá, směřující na ekonomické stimuly pro udržitelnou výstavbu a druhá, více holistická, je přístup k nové výstavbě orientovaný méně na zisk a více na sociální a ekologickou udržitelnost. „The economy of sustainable construction“ je publikace, jejíž vznik byl inspirován 4. mezinárodním Holcim Forem, které se konalo v roce 2013 v indickém Mumbai. Více na www.holcimawards.org. The economy of sustainable construction Editoři: Ilka & Andreas Ruby, Nathalie Janson Formát: pevná vazba, anglicky, 416 stran, 235 x 175 mm Vydalo: Ruby Press: Berlín, 2013 Cena 39 Eur (bez poštovného) ISBN: 978-3-944074-07-8 možno objednat na: [email protected]


❚

2/2014


❚

FAILED CONCRETE

POUŽITÍ MODERNÍCH BETONŮ A OPAKOVANÉ VADY MONOLITICKÝCH KONSTRUKCÍ ❚ USE OF MODERN CONCRETE AND REPETITIVE DEFECTS OF MONOLITHIC STRUCTURES nitele, dosažení lepší zpracovatelnosti, čerpatelnosti apod.

Vítězslav Vacek Článek se zabývá vývojem technologie moderních betonů s vysokou mírou ztekucení a vadami,

SAMOZHUTNITELNÝ BETON

které se projevují ve vazbě na změněné vlast-

Zejména v uplynulé dekádě našly v této oblasti široké uplatnění materiály na bázi polykarboxylátů. Rozvoj jejich použití nakonec vyvrcholil formulací tzv. samozhutnitelných betonů. Souběžně vznikla i standardní kritéria pro zatřídění tohoto typu betonů a řada k tomu potřebných zkušebních postupů. Problém je, myslím technicky, zvládnut, ovšem širokému uplatnění těchto moderních betonů brání jejich poměrně vysoká cena a také jistá setrvačnost na straně zákazníků – odběratelů betonových směsí. Jak již plyne ze samotného označení, nejenže se při ukládce těchto směsí nevyžaduje, ale často je přímo zapovězeno jejich konvenční hutnění, zejména prostřednictvím vibrací. To je dáno zvýšenou citlivostí, resp. určitou nestabilitou čerstvé směsi, která se při působení úderů nebo vibrací velmi snadno rozmísí.

nosti takových směsí. Na příkladech ukazuje vady konstrukcí a prvků spojené se zpracováním moderních betonů dříve zavedenými postupy, resp. bez ohledu na jejich skutečné vlastnosti.

❚ The article deals with development of technology of modern concrete with a high degree of plasticity and defects, which are manifested in relation to the modified properties of such mixtures. The examples show defects in structures and elements associated with processing of modern concrete by previously established practices or regardless to their real properties.

Technologie betonu je obor podléhající neustále probíhajícímu vývoji. Jeho hlavními hnacími silami jsou vývoj nových materiálů a tlak na snižování ceny. Vývoj materiálů se v poslední době projevuje zejména na poli přísad pro ztekucení, tzn. snížení vodního součiObr. 1 Hrubá hnízda u paty štíhlého sloupu gravel pocked at the heel of a slim column

❚

Fig. 1

Coarse

S N A D N O Z P R A C O VAT E L N Ý / ZHUTNITELNÝ BETON

Za daných podmínek se mnozí výrobci pustili do vývoje podobných směsí s nižší cenou, které bývají označovány jako snadno zpracovatelné nebo snadno zhutnitelné betony. Nejsou tedy již plně samozhutnitelné, ale určitou míru hutnění po ukládce potřebují. Tento střední typ mezi konvenčním, běžně hutněným betonem a moderním, samozhutnitelným betonem, má jisté a ne vždy zcela jasné nároky na intenzitu a způsob hutnění. Snazší doprava a ukládka je pro zpracovatele výhodou, ale ve fázi hutnění s sebou tyto směsi nesou určité vyšší nároky. Nejedná se ani tak o nároky zcela nové nebo dříve nevídané, ale spíše potřebu citlivějšího a pozornějšího provádění než u dříve běžně používaných betonů. Jestliže u starších směsí bylo nutno na uložený materiál k jeho zhutnění působit dostatečně intenzívně hrubou silou, u soudobých směsí je třeba s touto silou naopak pracovat velmi přesně a opatrně, aby jejím nadměrným půso-

2

Obr. 2 Odtříděná část s kavernami v horní části sloupu, v ploše i na hraně ❚ Fig. 2 Separated gravel part with caverns in the upper part of the column in the area and on the edge

1

2/2014

❚


53

PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ Obr. 3 a) Projevy oddělování vody ze směsi – tzv. krvácení betonu, b) detail ❚ Fig. 3 a) Manifestations of segregating water from the mixture – so called bleeding of concrete, b) detail Obr. 4 Pohled na obroušený povrch sloupu s kavernami na hraně a v místě třmínku ❚ Fig. 4 View of the worn grinder surface of the column with caverns on the edge and at the site of the stapes Obr. 5 Krvácení betonu se může na povrchu konstrukcí vyskytovat výrazněji a) plošně, b) lokálně za stojkou ❚ Fig. 5 Bleeding of the concrete mix on the structure surface may occur a) across the board, b) noticeably locally Obr. 6 Pracovní spára stěny mezi betony od dvou různých výrobců, u směsi vlevo zřetelně menší tendence ke krvácení betonu ❚ Fig. 6 Construction joint between two concrete walls from two different manufacturers, the mixture on the left have markedly lower tendency to bleeding Obr. 7 Zřetelný vliv různých odbedňovacích přípravků, použitých na levé a pravé stěně ze stejného betonu ukládaného do stejného bednění, na výsledný povrch konstrukce ❚ Fig. 7 Distinctive influence of different forming oils, used for the left and the right side of the same concrete wall, the same casing, the same concrete mix Obr. 8 Příklad kumulace defektů ve spodní části navazujícího záběru betonáže nad pracovní spárou ❚ Fig. 8 Example of accumulation of defects in the lower part of the follow-up concreting section of the construction joint

3a

❚

FAILED CONCRETE

bením nedošlo k poškození prováděné konstrukce. K dosažení výsledné kvality konstrukce je nutno důsledněji dodržovat dané technologické postupy, sledovat chování směsi v čase, včas reagovat na zjištěné změny vlastností, dodržovat příslušné doby technologických operací, eliminovat nežádoucí vlivy v kritických fázích zrání (např. otřesy, deformace podkladu, intenzivní vysoušení povrchu apod.), důsledně zajistit řádné ošetřování v době zrání zhotovených konstrukcí atd. Hlavními rizikovými faktory opakovaných vad jsou vedle porušení technologické kázně jistá menší stabilita čerstvé směsi (podobně jako u samozhutnitelných betonů), rozdílný účinek používaných superplastifikátorů v závislosti na podmínkách prostředí a čase (především v porovnání se staršími typy) a v neposlední řadě je to i vzájemné ovlivnění s dalšími používanými materiály – přísadami, ale i např. odbedňovacími přípravky. V důsledku neochabujícího cenového tlaku se mnozí výrobci snaží o zpracování tzv. druhotných surovin, např. o náhradu části cementu levnějšími hydraulickými materiály, jako jsou popílky. Jejich použití je jistě za určitých podmínek možné a vhodné, ale z pohledu zpracovatele betonové směsi opět přináší jistá technologická rizika.

Použití popílků nevhodného typu, množství nebo v nevhodných podmínkách může vést k řadě poruch, které mohou následně vyžadovat i poměrně náročné opravy. Pokud jsou na konstrukci kladeny vzhledové požadavky („pohledový beton“) je případná oprava prakticky vždy jen těžko řešitelnou újmou na vizuálním dojmu. Celkově tedy vedle již dříve běžných technologických rizik vstupují do hry i rizika nová, projevuje se vyšší citlivost moderních směsí na řadu faktorů ve fázi dopravy a zpracování a vzrůstají tak v tomto smyslu nároky na odbornou zdatnost zpracovatelů. Hutnost a homogenita Základním technologickým imperativem je zabránit ve fázi dopravy a ukládání rozmíšení betonové směsi a dosáhnout vyrovnané homogenní struktury materiálu v betonované konstrukci. Jestliže v minulosti jsme se potýkali s nedostatečným hutněním a v jeho důsledku vznikajícími hnízdy nebo kavernami, máme při použití moderních betonů podobné defekty, ale z opačných příčin – rozmísení vlivem příliš intenzivního hutnění nebo pádu směsi z výšky, často i přes výztuž, s odtříděním hrubších složek. Typické je to zejména u svislých konstrukcí menší tloušťky, štíhlých slou-

4

3b

54


❚

2/2014


pů apod. (obr. 1 a 2). Nemusí se vždy nutně jednat i o vliv netěsnosti bednění. Způsoby předcházení těmto vadám jsou dávno známé a poměrně jednoduché, ačkoli možná poněkud pozapomenuté. Spočívají v důsledném používání pomůcek pro řízené ukládání směsi, jako jsou rukávce násypných košů (bádií), roury s násypkami apod., které se v průběhu betonáže povytahují z bednění prováděného prvku. Zabráníme tím volnému pádu směsi z výšky i jejímu třídění při padání přes výztuž. Další možností je plnění bednění zespodu tlakovým potrubím, což zatím vzhledem k určité technické náročnosti není metoda betonáže úplně běžná. Její použití je vhodné za určitých pod-

mínek tvarového uspořádání, proporcí betonovaných částí a odpovídajícího složení betonové směsi. Svůj podíl na nedobrém stavu v této oblasti má patrně i návyk pracovníků zhotovitele na starší typy plastifikovaných betonových směsí, které měly výrazně vyšší odolnost proti rozmíšení. Dokonce se v této souvislosti několikrát diskutovalo o nezbytnosti dodržení normového požadavku volného sypání směsi z výšky maximálně 1,5 m. Starší typy směsí se nechávaly demonstrativně padat z ramene mobilních čerpadel o výšce ústí řádově 10 m a prokazatelně se při pádu nerozdělovaly. Leč, jak je vidět, charakteristiky betonu se s technologickým vývojem mění, a to je nutno při jejich použití respektovat.

7

8

5a

5b

❚

FAILED CONCRETE

Vzhled povrchu Trendem nedávných let se také stalo využití pohledového betonu a je nasnadě, že i zde vznikají při použití moderních betonů jistá úskalí. Pomineme-li hrubé chyby vedoucí k výraznému rozmísení ukládané směsi, jedná se zejména o jistou tendenci oddělování vody (tzv. krvácení), jehož typické projevy ukazují obr. 3a a b. Jedná se o proužky zcela čistého kameniva na jinak šedivém povrchu, které připomínají mělké stružky vypláchnuté vodou. Jejich vznik nemusí být spojen s netěsností bednění, ale často je vázán na použití jemných příměsí, jako jsou např. popílky. Zpravidla nezasahují do hloubky materiálu, ale jedná se skutečně o jev převážně povrchový.

6

2/2014

❚


55

PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ 9a

❚

FAILED CONCRETE 9b

Na obr. 4 je vidět, že když se takto defektní povrch obrousí, je většinou vnitřní objem betonu přiměřeně homogenní. Jelikož v tomto případě došlo i k třídění padající směsi ukládané čerpadlem o výztužné třmínky, jsou na obrázku patrné kaverny okolo jednoho z nich a na svislé hraně sloupu. Míra tendence konkrétní směsi ke krvácení je závislá zejména na jejím složení. V tomto ohledu se betony od jednotlivých výrobců mohou podstatně lišit, přestože se jedná, jako v příkladu na obr. 6, o směsi deklarované pod naprosto stejnou specifikací podle ČSN EN 206-1. Na kvalitu povrchu pohledové konstrukce provedené z moderních betonů má kromě samotného bednění podstatný vliv i typ použitého odbedňovacího prostředku, který je třeba vybírat také s ohledem na použité přísady v betonové směsi a navazující postupy úpravy povrchů. Tvarové odchylky Moderní betony s vyšší mírou ztekucení vyžadují pro kvalitní zpracování dostatečně těsné bednění. Tuhost bednění, jeho tvarová stabilita, včetně bednicího pláště a těsnost spár opět nejsou žádné nové požadavky. Pouze dnes zase přiměřeně situaci vzrůstá jejich váha. Nejde jen o dodržení přesného tvaru provedené konstrukce, ale i o homogenitu jejího materiálu. Stará norma na provádění betonových konstrukcí požadovala, aby bednění bylo vodotěsné. Postupně se z praxe důraz na tento požadavek vytrácel, a to u starších plastifikovaných směsí do určité míry oprávněně. Argumentovalo se často tím, že z bednění nesmí unikat cementová kaše, ale trocha čisté vody může. Dnes se pomalu dostáváme zpět, protože únik vody může být častým zdrojem nežádoucích nejen vzhledových vad (obr. 8). 56

Široké využívání systémového bednění má jistě mnohé klady ve zjednodušení práce, zrychlení montáže při překládání větších celků apod., cena moderních bednění ani jejich zápůjčky není ovšem malá. Na běžných stavbách se proto stále setkáváme s určitou snahou po zjednodušení a improvizaci. Dělníci, kteří s bedněním pracují, mají většinou již velmi daleko k tesařskému řemeslu, ač tak stále bývají označováni. Většina z nich jsou montážníky, kteří nemají řemeslné dovednosti pro správnou kombinaci a doplnění bednicích systémů tam, kde třeba systémové řešení není dotaženo do všech detailů a oni nemají připravený nějaký atypický dílec. Jen velmi málo z nich umí pracovat s řezivem nebo kulatinou a vázacím drátem tak, aby mohli překročit tvarový rámec rovinných desek, stěn nebo sloupů. Důsledkem potom bývají rozevřené pracovní spáry a deformace na styku pracovních záběrů, nedostatečně zhutněné části tam, kde si při betonáži všimnou, že bednění tlak zpracovávané směsi nevydrží apod. Za mnohé podobné případy jsou pro ilustraci na obr. 9 drobné ukázky toho, co se někdy děje, když je nutno se stropem dobetonovat i malou část stěny pod ním, např. ve schodišťovém jádru. Na obr. 10 je zdánlivě jednoduchá konstrukce z desek zakrývajících pilotovou stěnu. V celé velké ploše je obtížné najít byť jediný panel, který by neměl vady, Najdeme tam prakticky všechny typy výše uvedených vad, doplněné množstvím trhlin, průsaků, výluhů, prokreslené a lokálně korodující výztuže a poškození povrchu mrazem. Svým dílem k tomuto stavu samozřejmě přispělo i konstrukční uspořádání celého krytí a způsob osazení desek v řadách nad sebou.

Nedostatečné ošetřování Požadavky na ošetřování čerstvě provedené betonové konstrukce, zejména v době tuhnutí a počátku tvrdnutí, rovněž nejsou žádnou novinkou a platná norma (ČSN EN 13670) se jimi zabývá hlavně z hlediska dosažení potřebné pevnosti v tlaku. V kontextu použití uváděných moderních betonů je však třeba poznamenat, že směsi s vyšším podílem jemných částic jsou proti starším typům betonu citlivější na ztrátu vody s povrchu. Mají totiž lepší schopnost zadržovat přebytky vody uvnitř a rychlé vysoušení povrchu např. větrem nebo sálavým teplem pak může vést ke vzniku povrchového deficitu vlhkosti a rozvoji nežádoucích trhlin. Z ÁV Ě R

Ze shora uvedeného je patrné, že ačkoli moderní betony přinášejí mnohé výhody, nesou s sebou i změny vlastností proti předchozímu stavu. Úlohou těch, kdo je navrhují, vyrábějí a zpracovávají, je postupovat v nových podmínkách technologicky správně, se zřetelem ke kvalitě výsledného díla. Opakující se vady, zejména u běžných staveb, jsou bohužel důkazem toho, že tomu tak přes veškerý pokrok oboru stále někdy nebývá. Cílem by vždy mělo být dílo bezvadné a tam, myslím, s vývojem ani léty nic neztrácí na aktuálnosti známá věta jednoho z našich nestorů betonového stavitelství profesora Hrubana: „Betonová konstrukce je kvalitní pouze tehdy, je-li kvalitní v každém provedeném detailu“. Článek vzniknul za podpory grantového projektu TA02010751. Ing. Vítězslav Vacek, CSc. Kloknerův ústav ČVUT v Praze Šolínova 4, 160 00 Praha 6 e-mail: [email protected]


❚

2/2014


❚

FAILED CONCRETE

Obr. 9a, b Vady na stěnách v důsledku nedostatečně staženého bednění ❚ Fig. 9a, b Defects on the walls due to insufficiently tightened formwork

10a

Obr. 10a, b, c Vady na krycích panelech pilotové stěny ❚ Fig. 10a, b, c Defects on the cover panel of the pile wall

10b

10c

VALNÁ HROMADA SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ Dne 4. března 2014 se v Brně v hotelu Orea Santon sešla řádná valná hromada Sdružení pro sanace betonových konstrukcí (SSBK). Kromě tradičních jednacích bodů, v kterých byla zhodnocena činnost sdružení v minulém roce a byl schválen plán práce na rok 2014, delegáti na jednání zvolili i novou správní radu pro další tříleté období. Nová správní rada je složena z těchto společností: Betosan, a. s. – Milan Smeták, ČVUT v Praze, Kloknerův ústav – Ing. Vítězslav Vacek, CSc., Infram, a. s. – Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc., OHL ŽS, a. s – Ing. Miroslav Dobrovolný, MBA, Redrock Construction s. r. o. – Ing. Aleš Jakubík, SASTA CZ, a. s. – JUDr. Vladimír Špička VUT v Brně, Fakulta stavební – prof. Ing. Leonard Hobst, CSc. Po následném jednání správní rady v novém složení došlo k volbě prezidenta a viceprezidenta sdružení. Do funkce prezidenta byl zvolen pan prof. Ing. Leonard Hobst, CSc., a do funkce viceprezidenta pan Ing. Aleš Jakubík.

2/2014

❚


57

VĚDA A VÝZKUM

❚

SCIENCE AND RESEARCH

PREDIKCE DEGRADACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ VÝPOČETNÍM MODELOVÁNÍM ❚ CONCRETE STRUCTURE DEGRADATION PREDICTION USING COMPUTATIONAL MODELING Břetislav Teplý, Drahomír Novák Trvanlivost a spolehlivost konstrukcí patří mezi základní vlastnosti konstrukce, což je reflektováno také v nových mezinárodních dokumentech. Odtud plyne potřeba modelů a nástrojů pro predikci průběhu degradace v čase. ❚ Durability and reliability rank amongst the most decisive structural performance characteristics. It is also reflected in recent international standardization activities. Suitable predictive models and software are needed to estimate how degradation will change over time.

O výpočtovém modelování degradace materiálu i betonových konstrukcí působením vnějšího prostředí bylo v posledních dvaceti letech publikováno v zahraničí i u nás velké množství prací; praktického uplatnění však docházely jen vyjímečně. Do jisté míry to bylo způsobeno i tím, že modelování nebylo existujícími předpisy a normami příliš podporováno, ale též nebyl dostatek softwarových nástrojů, které by v praxi pro takovou metodiku efektivně sloužily. Problematika trvanlivosti ale v poslední době nabývá na významu v souvislosti s trvale udržitelným stavěním, s otázkami nákladů životního cyklu staveb [1] a s tzv. performance-based postupy navrhování konstrukcí. Je to již reflektováno i v nových mezinárodních dokumentech [2], [3] a [4], kde je mj. zvýrazněn pravděpodobnostní přístup při modelování, tj. vliv přirozeného rozptylu většiny souvisejících jevů a veličin, a také hodnocení úrovně spolehlivosti v souvislosti s životností. Trvanlivost a spolehlivost konstrukcí totiž patří mezi základní vlastnosti konstrukce a mohou mít výrazné ekonomické důsledky; i proto výpočtové modelování degradace nabývá na významu. 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, změnu přináší nová modelová norma fib-Model Code 2010 [4] (dále jen MC), která tuto problematiku zohledňuje. V tomto časopise 58

již o ní bylo referováno např. v příspěvcích [5] a [6]. Verifikace životnosti musí být provedena s ohledem na možné změny ve využívání 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 na degradaci materiálů. Při verifikaci mezních stavů specificky vázaných na životnost se v MC 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 (v našich podmínkách jde o působení posypových solí), případně o takové důsledky koroze výztuže, které sice ještě nemají rozhodující vliv na únosnost či tuhost konstrukce, ale vedly by v budoucnu k příliš nákladným opravám nebo jsou např. limitující s ohledem na vzhled konstrukce. Takové stavy jsou někdy označovány jako mezní stavy trvanlivosti (DLS), resp. iniciační mezní stavy. Pro posouzení trvanlivosti se dle [4] uvažují čtyři možné formáty spolehlivosti: a) pravděpodobnostní formát; b) formát dílčího součinitele spolehlivosti; c) dodržení zásad životnosti (deemed-to-satisfy); d) vyloučení vlivů, které způsobují degradaci. Z uvedených formátů pouze (a) dává projektantovi možnost ověření míry spolehlivosti daného návrhu či řešení s ohledem na požadovanou životnost a je možno jej chápat jako základní formát (jeho pomocí se také ověřuje formát (b)). Pravděpodobnostní hodnocení příslušných mezních stavů je obecně popsáno podmínkou ve tvaru Pf(t) = P{B(t) – A(t) ≤ 0} ≤ Pd(t) ,

(1)

kde A je akce vyvolaná působením zatížení či prostředí, B je bariéra, tj. únosnost nebo odpor konstrukce –

mezní hodnota zadaná či stanovená ve vztahu k vyšetřovanému meznímu stavu. Pravděpodobnost Pf dosažení tohoto stavu obvykle nazývanou pravděpodobností poruchy porovnáváme s návrhovou pravděpodobností Pd. Z praktických důvodů je pravděpodobnost poruchy, obvykle transformována na index spolehlivosti β s limitní hodnotou βd. Veličiny A, B (a tedy i Pf) jsou obecně funkcí času; v případech DLS se obvykle zajímáme o čas t = tD, tj. čas popisující dosažení životnosti vzhledem k příslušnému meznímu stavu, resp. návrhovou životnost. Poznamenejme, že veličina B má v praxi nejčastěji formu konstanty, veličinu A a její statistické charakteristiky ale můžeme stanovit právě pomocí vhodného výpočetního modelu s využitím pravděpodobnostního přístupu. Výčet takových mezních stavů pro betonové konstrukce lze nalézt např. v [7]. Při posuzování degradace železobetonových konstrukcí se tedy používají modely – časově závislé matematické funkce, které popisují nárůst degradace v čase. Tyto modely jsou funkcí mnoha materiálových, geometrických a environmentálních parametrů. Mezi rozhodujícími jevy ovlivňujícími životnost železobetonových konstrukcí hrají důležitou roli: • karbonatace betonu a působení chloridů, při nichž dochází k narušení ochranné (pasivační) vrstvy na povrchu výztuže, která pak může začít korodovat. Hovoří se o tzv. iniciačním stadiu; • následně pak může probíhat koroze výztuže, jejíž rychlost je řízena zejména přítomností vody a kyslíku na povrchu oceli. Jde o tzv. propagační stadium; • síranová koroze betonu, působení kyselin, alkaliové rozpínání kameniva, příp. další typy degradace betonu, které se nehodnotí v souvislosti s korozí výztuže. SOFTWAROVÝ NÁSTROJ

Pro hodnocení důsledků možné degradace nově navrhovaných i v provozu již existujících betonových konstrukcí může posloužit program FReET-D. Zahrnuje modelování řady degradačních procesů, uživatel může volit z celkem 32


❚

2/2014

VĚDA A VÝZKUM

Typ degradace

Výstupní veličina

Carb1a, b Carb2a, b Carb3 Carb4a, b Carb5a, b Carb6 Carb7 Carb8 Carb9

Hloubka karbonatace v čase t nebo čas dosažení depasivace výztuže

Síranová koroze betonového kanalizačního potrubí

Účinky mrazu

Koroze výztuže

Průnik chloridových iontů

Označení modelu

Karbonatace betonu

Tab. 1 Přehled modelů degradace uplatněných ve FReET-D ❚ Tab. 1 Overview of degradation models implemented in FReET-D

průniku chloridů v čase t; Chlor1a, b Hloubka čas dosažení depasivace výztuže Chlor2a, b Koncentrace chloridů Chlor3a, b v hloubce x a čase t Chlor4 Corr1 Průměr korodované výztuže v čase t Corr2 Hloubka důlku v čase t Průřezová plocha korodované Corr3 výztuže v čase t Corr4 Čas do vzniku trhlin v betonu Corr5 Šířka trhliny na povrchu v čase t Corr6 Čas do vzniku trhlin v betonu Pevnost a tažnost Corr7 korodované výztuže Faktor intenzity napětí Scc1a, b u kořene důlku v čase t Fros1 Aktuální stupeň nasycení Fros2 Relativní dynamický modul pružnosti Fros3 Scal1 Odlupování povrchu betonu Sulf1a Sulf1b Sulf1c Acid1a

Účinek kyselin

Rychlost koroze betonu

Acid1b Acid1c

Hloubka koroze betonu při definované koncentraci kyseliny Hloubka koroze betonu při definovaném pH anorganické kyseliny Hloubka koroze betonu s přihlédnutím k tlumícímu efektu prostředí

modelů. Jedná se většinou o relativně jednoduché 1D modely přejaté z literatury, opřené o výsledky testů a verifikaci pomocí reálných případů. Modely byly převedeny do pravděpodobnostní formy a FReET-D pak s jejich využitím umožňuje provádět analýzu: • statistickou (určení statistických parametrů výstupní veličiny vč. rozdělení pravděpodobnosti); • citlivostní (odhad relativní míry vlivu jednotlivých vstupních veličin na výsledek); • pravděpodobnostní analýzu, tj. posouzení zvolené mezní podmínky vč. určení pravděpodobnosti poruchy, resp. indexu spolehlivosti. Při posuzování stávajících konstrukcí lze také získat zpřesnění statistických parametrů výsledků s ohledem na aktuální stav (pomocí dat získaných přímo měřením na konstrukci či monito2/2014

❚

❚

rováním) – tzv. Bayessovský updating. Velmi jednoduše lze realizovat parametrické studie a zohlednit případnou statistickou závislost vstupních veličin. FReET-D je modulem nadřazeného spolehlivostního software FReET, blíže viz http://www.freet.cz/, [8], resp. příslušné manuály. V tab. 1 je uveden přehled modelů degradace zařazených do softwarového nástroje FReET-D. Označení modelů převzatých z fib Model Code 2010 [4] je zvýrazněno. FReET–D je vybaven podrobným teoretickým i uživatelským manuálem. Uživatel má možnost zvolit vhodný model nejenom podle typu degradačního efektu, podle mezního stavu a expozičních podmínek, ale roli mohou hrát také další okolnosti, např.: • typ betonu (vysokohodnotný beton, lehký beton ad.); • relevantnost modelu ve vztahu k účelu použití, požadované přesnosti a k očekávané variabilitě prostorové a časové; • druh a množství vstupních dat (vč. jejich statistických charakteristik), možnosti jejich získání, příp. existence a dostupnost laboratorních či diagnostických metod pro jejich stanovení; • úroveň kalibrace či ověření modelu, zkušenosti s ním; • náročnost matematického aparátu; • dostupnost software pro aplikaci modelu. Srovnání výsledků některých modelů a měření na realizovaných konstrukcích (karbonatace, působení posypových solí na beton) je např. předmětem příspěvku [9].

SCIENCE AND RESEARCH Literatura: [1] Teplý B.: Stavební inženýr a veřejné zakázky aktuálně, Stavebnictví 6/2013, str. 34–37 [2] ISO 13823: General Principles on the Design of Structures for Durability. 2008 [3] ISO 16204: Durability – Service life design of concrete structures. 2012 [4] fib Draft Model Code 2010. fib Bulletins No. 65 and 66. International Federation for Structural Concrete, Lausanne, Switzerland, 2012 [5] Červenka V., Teplý B., Vítek L. J.: Nová modelová norma fib 2010. Beton TKS 2/2010, s. 3–7 [6] Helland S.: Navrhování zaměřené na životnost: implementace zásad zahrnutých v Model Code 2010 do provozní normy ISO 16204, Beton TKS, 6/2013, s. 3-11 [7] Matesová D., Veselý V., Chromá M., Rovnaník P., Teplý B.: Mezní stavy trvanlivosti a jejich posuzování, Sb. 13. Betonářských dnů, 2006, Hradec Králové, s. 288–294 [8] Novák D., Vořechovský M., Teplý B.: 2014. FReET: Software for the statistical and reliability analysis of engineering problems and FReET-D: Degradation module. Advances in Engineering Software (Elsevier), accepted 2013, doi:10.1016/j.advengsoft.2013.06.011 [9] Teplý B., Chromá M., Rovnaník P., Novák D.: 2013: The role of modeling in the probabilistic durability assessment of concrete structures. Proc. Life-Cycle and Sustainability Infrastructure Systems (IALCCE 2012), Strauss, Frangopol, Bergmeister (Eds), Taylor & Francis Group, London: 876–882 [10] Müller H. G.: Sustainable structural concrete – from today´s approach to future challenge, Structural Concrete 14 (2013), No. 4, 299–300

Z ÁV Ě R

Poděkování přitom patří mnoha

Hlavní úlohou software FReET-D je posuzování či predikování životnosti betonových konstrukcí; v současné době je tento nástroj provozován na řadě zahraničních pracovišť, a to jak v průmyslu, tak na univerzitách (Německo, Rakousko, Slovensko, Čína, Portugalsko, Španělsko, Indie). V úvodu byla zmíněna souvislost tzv. trvalé udržitelnosti při stavebních činnostech s trvanlivostí konstrukcí, jejíž kvantifikací je životnost. Pro zajímavost připomeňme práci [10], která definuje trvalou udržitelnost jako součin „výkonu” konstrukce (performance) a její životnosti, dělený dopadem na životní prostředí.

spolupracovníkům z ústavů chemie a stavební mechaniky, zejména RNDr. M. ChroméRovnaníkové, Ph.D., a Ing. D. Vořechovské, Ph.D., kteří na vývoji FReET-D pracovali již od roku 2005.

Prof. Ing. Břetislav Teplý, CSc. e-mail: [email protected] Prof. Ing. Drahoslav Novák, DrSc. e-mail: [email protected] oba: Stavební fakulta VUT v Brně Veveří 99, 602 00 Brno Poznámka: V tomto čísle časopisu je publikován též článek Helland et. al. Pravděpodobnostní

Tento příspěvek vznikl za dílčí podpory projekty

posouzení konstrukcí tam prezentované mohlo

GAČR (SPADD), č. 14-10930S a TAČR

být provedeno pomocí software FReET-D, model

(SIMSOFT), č. TA01011019.

Chlor3, jak je popsáno v tomto článku.


59

VĚDA A VÝZKUM

❚


VYUŽITÍ ÚLETOVÝCH POPÍLKŮ PRO BETONÁŽ MASIVNÍCH KONSTRUKCÍ ❚ UTILIZATION OF FLY ASH FOR MASSIVE CONCRETE STRUCTURES Vít Šmilauer, Ondřej Zobal, Zdeněk Bittnar, Rudolf Hela, Roman Snop, Pavel Donát Pro betonáž masivních konstrukcí se osvědčilo použití betonu s nižším obsahem slinku a velkým množstvím úletového popílku. Článek ukazuje realizaci několika masivních konstrukcí, kde došlo k malému nárůstu teplot během hydratace. Na základě kalibrovaných víceúrovňových virtuálních simulací byl vytvořen a validován jednoduchý nomogram pro stanovení maximálních teplot na masivních prvcích. ❚ Low amount of clinker and high substitution of fly ash were found beneficial for massive concrete structures. Realizations described in this article demonstrate low

temperature

rise

during

concrete hardening in several cases. Based on calibrated multiscale virtual simulations, a simple nomogram for maximum temperature was created and validated.

Využitím vedlejších energetických produktů se zabývá řada odborných specializovaných pracovišť již desítky let. Asociace pro využití energetických produktů (ASVEP) a Teplárenské sdružení ČR (TS ČR) eviduje přibližně 97 % celkové roční produkce všech vedlejších energetických produktů na území České republiky, která činí 13 mil. t/rok (obr. 1). Přesná čísla stále nejsou k dispozici, zejména z důvodu nejasné legislativy vztahující se na tyto produkty. Část je evidována v režimu odpadů, část v režimu stavebních výrobků, případně chemických látek. Z betonářského pohledu je nejdůležitější vysokoteplotní úletový popílek, kterého se vyprodukuje 6,2 mil. t/rok, z toho 6 mil. t/rok z hnědého a 0,2 mil. t/rok z černého uhlí.

Stavebnictví představuje ideální sektor pro hromadné využití těchto druhotných surovin (obr. 2). Velké ekonomické výhody přináší využití popílků přímo na stavbách, při budování silnic, dálnic, letišť, železnic, přehrad a při řadě dalších zemních prací. Za perspektivní oblasti aplikace elektrárenských popílků se dnes považuje zejména výroba pórobetonu, náhrada cementu v betonových směsích a stabilizace zemin. Obr. 2 ukazuje statistiku využití energetických produktů v ČR dle ASVEP a TS ČR. 59 % energetických produktů se používá zpět na zásyp povrchových dolů. Pro výrobu cementu, betonu, pórobetonu a cihlářských výrobků se používá přibližně 11 % produkce. Zde je stále skryt velký potenciál pro širší využití popílků při výrobě betonu a optimalizaci jeho výsledných vlastností. Nejvýznamnějším faktorem značně limitujícím využití energetických produktů v České republice je často si odporující legislativa, např. nejednoznačnost termínů odpad versus výrobek, různé metody hodnocení vlivu na lidské zdraví a životní prostředí vyplývající buď z legislativy vztahující se na odpady, nebo z legislativy vztahující se na výrobky, případně chemické látky. Cílem a strategií v oblasti energetických produktů zůstává náhrada za primární přírodní nerostné suroviny (kámen, vápenec, slínek), ochrana životního prostředí (snižování emisí skleníkových plynů) a využití ekonomických přínosů (zlevnění nákladů ve stavebním průmyslu). Popílek používaný do betonu musí splňovat parametry, které vyžadují normy EN 450 a EN 12620. Jedná se ze-

1

jména o množství nespáleného uhlíku, volného CaO, obsahu alkálií, jemnosti a radioaktivity. Popílek také může nahrazovat část cementu dle EN 197-1, kde se u běžných směsných popílkových cementů CEM II dosahuje náhrady slinku 25 %. Použití popílku v betonu a variabilita jeho vlastností s sebou nese celou řadu technologických změn oproti standardnímu betonu: rozdílná zpracovatelnost, možné odlučování záměsové vody, pomalejší nárůst pevnosti, nižší hydratační teplo, či změna barevnosti povrchu. Z těchto důvodů má popílek pro řadu technologů spíše negativní přínos. Zde je třeba poznamenat, že modernizace technologií spalování a odlučování popílku situaci významně zlepšila a na trh se dostává přesněji definovaný produkt. Přesto nachází úletový popílek uplatnění zejména pro méně náročné betony, které jsou vyráběny ve velkých objemech. Do této kategorie patří zejména masivní betonové konstrukce, jako jsou základové desky, velkoprůměrové piloty, opěrné stěny či přehradní tělesa. Popílek vykazuje velmi pomalou pucolánovou reakci s hydroxidem vápenatým. U standardního úletového popílku s nízkým obsahem CaO zreaguje po 28 dnech okolo 12 % a v 90 dnech 30 % při 25% substituci slinku a vodním součiniteli 0,5 [1]. Přitom dochází k úbytku hydroxidu vápenatého a vzniku pucolánového C-S-H gelu za současného snižování kapilární porozity. Tím se vysvětluje dlouhodobý nárůst pevnosti popílkového betonu, jeho zvýšená odolnost v chemicky agresivním prostředí i malá permeabilita.

2 Produkt odsíření polosuchou metodou (SDA) 0,5% - 0,07 mil. t/rok

Popílek ze spalování biomasy 0,1% - 0,01 mil. t/rok

Popílek z fluidního spalování uhlí a biomasy 10,30% - 1,34 mil. t/rok

60%

59,0%

50% 40% 30% 20,8% 20%

60

4,8%

1,8%

1,1%

1,0%

Sádrokartonové desky, sádra, cement

Hlubinné doly

Komunikace – stabilizát, granulát


0,5%

❚

Odpad

Beton, cement, pórobeton, cihlářské výrobky

Sanace a rekultivace postižených území

0%

Povrchové doly

Popílek z klasického spalování uhlí 71,1% - 9,24 mil. t/rok

10%

Sklad energosádrovce

10,9%

Energosádrovec 18,0% - 2,34 mil. t/rok

2/2014

VĚDA A VÝZKUM 3


4

Obr. 1 Produkce vedlejších energetických produktů v ČR, 2012 ❚ Fig. 1 Production of energetic by-products in the Czech Republic, 2012 Obr. 2 Využití vedlejších energetických produktů v ČR, 2012 ❚ Fig. 2 Utilization of energetic by-products in the Czech Republic, 2012 Obr. 3 Beton Orlické přehrady ❚ Fig. 3 Concrete of the Orlík dam Obr. 4 Betonáž desky AZ Tower, Brno ❚ Fig. 4 Casting of the foundation slab, AZ Tower, Brno

Tab. 1 Charakteristické složení betonů s přídavkem popílků compositions of ash concretes

Složky betonu 1)

PŘÍKLADY KONSTRUKCÍ S VYUŽITÍM POPÍLKU

Betony s příměsí popílku a úletového popílku byly použity v celé řadě stavebních konstrukcí. Následující kapitola ukazuje několik realizací, které také slouží k pozdější validaci nomogramu maximálních teplot při betonáži. Orlická přehrada V období výstavby 1956 až 1961 se pro těleso přehrady vyrobilo 923 000 m3 betonu (obr. 3) [2]. Šlo o jednu z nejnákladnějších staveb té doby s cenou okolo 1 mld. Kčs. Pro betonáž vnitřního tělesa přehrady Orlík byl použit jádrový beton s příměsí popílku (tab. 1). Struskoportlandský (dříve železoportlandský) cement se dovážel z Králova Dvora. Při betonáži byla změřena maximální teplota uvnitř bloku 40 °C ve třiceti dnech hydratace. Jednalo se o nárůst teploty betonu pouze o 22,5 °C. AZ Tower Brno Beton s příměsí úletového popílku byl použit také při betonáži základové desky nejvyšší budovy v ČR, AZ Tower Br❚

3

CEM I [kg/m ] Struska [kg/m3] Popílek [kg/m3] Voda [kg/m3] Jemné kamenivo [kg/m3] Hrubé kamenivo [kg/m3] Voda/pojivo fck,cube 28 dní fck,cube 90 dní fck,cube 1 rok fck,cube 50 let 1)

2/2014

❚

Přehrada Orlík, jádrový, C8/10 [2] 90 40 50 97,2 650 1 510 0,54 10,1 18 23,4 38,7

HVFA Hawaj C12/15 [3] 106 – 144 100 945 1 120 0,4 15 25 40 –

❚

Tab. 1

Characteristic

HVFA C20/25 [4]

HVFA C40/50 [4]

100 až 130 – 125 až 150 120 až 130 ~800 ~1 200 0,4 až 0,45 25 – 40 –

180 až 200 – 200 až 225 100 až 120 ~800 ~1 200 0,3 až 0,32 40 – 60 –

Hmotnost slinku u směsných cementů

no, s nadzemní výškou 111 m. Deska slouží zároveň jako bílá vana rozměrů 92,25 x 60,45 m o tloušťce 0,75 m pod výškovou stavbou a 0,45 m v ostatních částech (obr. 4). Použit byl beton třídy C25/30 XA2, S3. V receptuře byla použita kombinace černouhelného popílku z elektrárny Dětmarovice v dávkování 80 kg/m3 současně s jemně mletou granulovanou vysokopecní struskou, cementem CEM I 42,5 a plastifikační přísadou na bázi polykarboxylátu. Kamenivo frakce 0–4 mm bylo těžené prané, hrubé kamenivo frakcí 8–16 a 11–22 mm drcené. Beton byl navržen na 90denní pevnost s pozvolným náběhem. Tím se dosáhlo redukce teplot během hydratace a eliminace smršťovacích trhlin. Tlakové pevnosti vykazovaly hodnoty v 7 dnech 15,8 MPa, ve 28 dnech 26,4 MPa a v 90 dnech 37,5 MPa. Vzhledem k relativně vysokým teplotám při letní betonáži bylo potřeba omezit teplotu betonu během hydratace a eliminovat velikost objemových změn. Teplotní průběh se měřil ve třech výškových úrovních desky, tj.


ve 100, 375 a 650 mm výšky od horního líce desky. Průběh teplot do šesti dnů je znázorněn na obr. 5, maximální teplota uprostřed tloušťky desky dosáhla 45 °C. Průběh volného smršťování betonu byl experimentálně měřen na třech hranolech 100 × 100 × 400 mm v laboratoři při okolní teplotě 25 °C. Na hranolech se měřila vzdálenost pevných bodů na povrchu v rozteči 300 mm. Jedná se o spolupůsobení autogenního smršťování (pokud by nedocházelo k odpařování vody z povrchu) a smršťování při vysýchání s gradientem vlhkosti. Průměrná hodnota smrštění je relativně malá ve srovnání s betony podobných tříd (obr. 6). Ani detailní prohlídka desky v týdnu po betonáži neodhalila žádné viditelné smršťovací trhliny. Základová deska na Hawaji V roce 1985 byl Malhotrou [9] představen beton s názvem „High Volume Fly Ash“ (HVFA). Podmínkou je náhrada alespoň 50 % hm. slinku popílkem. Nejznámějším příkladem je stavba základové desky hinduistického chrámu 61

VĚDA A VÝZKUM

❚


5

6

50

0.02

PPSRGKRUQtPOtPFHP

Relativní deformace (mm/m)

3URVWŉHGHNGHVN\

45 0ėŉHQiWHSORWDsC)

PPQDGGROQtPOtPFHP

40

7HSORWDY]GXFKX

35 30 25 20 15 10

0.00 -0.02 -0.04 -0.06 -0.08 -0.10 -0.12 -0.14

0

20

40

60 80 100 ÿDVK\GUDWDFHK

na Hawaji v roce 1999 [3]. Deska 36 x 17 x 1,3 m byla betonována ve dvou vrstvách bez výztuže. Do betonu byl navíc přidán plastifikátor a provzdušňovač (tab. 1). Nárůst teplot během betonáže činil pouhých 13 °C a inspekce po šesti letech neodhalila žádné makroskopické trhliny. Očekávaná životnost desky je přes 1 000 let [3].

120

140

0

20

40

60 80 100 ÿDVK\GUDWDFHK

Tab. 2 Složení a navážky pojiv pro izotermální kalorimetr isothermal calorimeter

Označení pojiva

Hmotnost [g]

❚

Tab. 2

120

Binder‘s compositions for

Hmotnost vzorku Hmotnost CEM I v kalorimteru [g] v ampuli [g]

1

CEM I 42,5 R Mokrá 30

-

15

29,308

29,308

2

22,5

EPc (7,5)

15

27,499

20,624

3

22,5

EME (7,5)

15

28,525

21,394

4

22,5

ETu 3. sekce (7,5)

15

30,586

22,94

5

13,5

EPc (16,5)

15

28,357

12,761

ISOTERMÁLNÍ KALORIMETRIE

6

13,5

EME (16,5)

15

30,322

13,645

Pro kvantifikaci účinku popílku na hydratační teplo byla provedena série kalorimetrických měření. Cílem bylo zjistit reaktivnost českých popílků a provést následnou kalibraci modelů pro betonáž masivních konstrukcí. Složení cementových past je shrnuto v tab. 2. Náhražka cementu popílkem byla 0, 25 a 55 % hmotnosti. Použil se úletový popílek do betonu z elektrárny Počerady (EPc), Mělník (EME) a Tušimice (ETu). Vodní součinitel všech past byl konstatní 0,5. Tento součinitel byl zvolen jako kompromis mezi zpracovatelností jednotlivých záměsí. Použitý cement byl Mokrá CEM I 42,5 R ve všech záměsích. Míchání směsí bylo prováděno nejprve ručně po dobu 60 s a poté byl každý vzorek vibrován v třepačce IKA Vortex po dobu 20 s. Pro určení tepelných toků a integraci uvolněného reakčního tepla byl použit izotermální kalorimetr TamAIR. Obr. 7 zachycuje celkové uvolněné teplo a výsledky jsou normalizovány na gram pojiva, tj. slínku, sádrovce a popílku. Všechny popílky mírně zvyšují reakční kinetiku do cca 100 h tvrdnutí a potvrzují známý „filler effect“ zvětšené reakční plochy pro heterogenní nukleaci. Nejvíce je tento efekt patrný u jemného popílku ETu sekce 3. Tab. 3 udává hydratační tepla pro 3, 7 a 18 dní hydratace, která jsou nyní normovaná ke gramu slinku se sád-

7

13,5

ETu 3. sekce (16,5)

15

29,453

13,254

62

Popílek

Voda

Tab. 3 Hodnoty hydratačního tepla pro směsné pasty ve 3, 7 a 18 dnech Tab. 3 Hydration heat for blended cements at 3, 7, and 18 days

Označení pojiva 1 – CEM I 42,5 R Mok (30) 2 – CEM I 42,5 R Mok (22,5) + EPc (7,5) 3 – CEM I 42,5 R Mok (22,5) + EME (7,5) 4 – CEM I 42,5 R Mok (22,5) + ETu 3. sekce (7,5) 5 – CEM I 42,5 R Mok (13,5) + EPc (16,5) 6 – CEM I 42,5 R Mok (13,5) + EME (16,5) 7 – CEM I 42,5 R Mok (13,5) + ETu 3. sekce (16,5)

140

❚

Q3 [J/gslínku]

Q7 [J/gslínku]

Q18 ]J/gslínku]

258 263 261 286 294 287 315

322 330 330 361 365 360 408

357 381 376 407 433 421 490

7


❚

2/2014

❚

VĚDA A VÝZKUM 8


9

+\GUDWDĀQtWHSOR-J

500

q Úroveň cementové pasty,1–100 μm Afinní model, n-krát

400

t

300

100

$ILQQtPRGHO .DORULPHWU

0 0,1 1 10 100 1000 ÿDVK\GUDWDFHYL]RWHUPiOQtFKs&GHQ Obr. 5 Průběh teplot na základové desce AZ Tower, Brno ❚ Fig. 5 Temperature evolution in the foundation slab of AZ Tower, Brno Obr. 6 Laboratorní měření smrštění AZ Tower, Brno ❚ Fig. 6 Measuring shrinkage of the AZ Tower, Brno, in the lab Obr. 7 Vývoj hydratačního tepla při izotermálních 20 °C ❚ Fig. 7 Evolution of hydration heat at isothermal 20 °C Obr. 8 Aproximace afinním modelem, Mokrá CEM I 42,5 R ❚ Fig. 8 Approximation by an affinity model, Mokrá CEM I 42.5 R Obr. 9 Sdružení úrovně cementové pasty s úrovní konstrukce ❚ Fig. 9 Coupling between cement paste and structural levels

rovcem. Popílek mírně zvyšuje uvolněné teplo oproti referenčnímu portlandskému cementu, což nehraje zásadní roli. Tento fakt výrazně zjednodušuje modelování vývoje teplot v tvrdnoucí betonové konstrukci. A F I N N Í M O D E L H Y D R ATA C E

Pro modelování množství uvolňovaného tepla během hydratace je potřeba model, který může být kalibrován na různé cementy. Poměrně vhodný se jeví čtyřparametrický afinní model, který je založen na empirické funkci. Nejprve se definuje pojem stupně hydratace α(t), který je svázán s množstvím uvolněného tepla z izotermálního kalorimetru dle rovnice Q h (t) Q h, pot

~ F (t) ,

(1)

kde Qh,pot je potenciální hydratační teplo, obvykle udávané v J na gram pojiva. Qh(t) představuje množství uvolněného tepla v určitém čase hydratace. Afinita A25 definuje přírůstek stupně hydratace v závislosti na aktuálním stupni hydratace. Pro převod z referenční teploty 25 °C na obecnou izotermální teplotu T se použije sdružení s Arrheniovou rovnicí ve tvaru 2/2014

_ Q(x,t)

T(x,t)

200

❚

1

yQ h

"

yt ¬E " A25 exp a ® R Q h, pot

Úroveň konstrukce, > 1 dm Úloha vedení tepla, MKP

yF " yt

(2)

¼ © 1 1¹ º½ , ª º ªT « 25 T »½¾

kde Ea je aktivační energie, přibližně 40 kJ/mol a R je univerzální plynová konstanta 8,31447 JK-1mol-1 [5]. Empirická afinní funkce A25 je volena jako čtyřparametrická ve tvaru ©B ¹ A25 " B1 ªª 2 F ºº . « Fh »

(3)

© F ¹ º ( Fh F ) exp ªª M Fh º» «

_ s neznámými parametry B1, B2, α∞, η . Výše uvedené rovnice je třeba integrovat numericky v čase pomocí vhodné diferenční substituce [5]. Na obr. 8 je shoda afinního modelu hydratace s výsledky izotermální kalorimetrie pro cement Mokrá CEM I 42,5 R. Při simulaci uvažujeme, že popílek se na počáteční hydrataci nepodílí a směsný popílkový cement lze modelovat pouze jako reagující slinek s inertní příměsí popílku. PROPOJENÍ ÚROVNĚ M AT E R I Á L U S Ú R O V N Í KONSTRUKCE

Propojení materiálové úrovně afinního modelu s úrovní konstrukce se děje pomocí přenosu teploty a tepla (obr. 9). Tento víceúrovňový přístup byl detailněji publikován, rozveden a validován [6]. Pro každý integrační bod na konečném prvku existuje samostatný sdružený afinní model. Na úrovni konstrukce se řeší rovnice vedení tepla ve tvaru [7] T

q( x) Q( x, t) " yT ( x, t) " W ( x)cV ( x) , yt


(4)

kde q(x) [W/m2] představuje teplený tok, Q(x,t) [W/m3] představuje známý zdroj hydratačního tepla, ρ(x) [kg/m3] je hustota materiálu, cV(x) [Jkg−1K−1] je měrná tepelná kapacita a T(x, t) [K] je pole teplot. K této rovnici kromě počátečních podmínek lze dále definovat různé okrajové podmínky. Nejdůležitejší je pravděpodobně Cauchyho podmínkou pro přestup tepla se součinitelem přestupu tepla h [Wm-2K-1], který se pohybuje v rozmezí 0 až 31 pro různé typy kontaktu s prostředím [5]. Vývoj teplot při betonáži pro jednorozměrnou úlohu Na základě kalibrovaného afinního modelu pro cement Mokrá CEM I 42,5 R bylo provedeno 150 simulací vývoje teplot při betonáži různě tlustých prvků. Jedná se o jednorozměrnou úlohu vedení tepla s tepelným tokem pouze přes tloušťku prvku, která dobře odpovídá betonáži například dlouhých stěn. V modelu jsme uvažovali následující parametry: • množství pojiva 100, 200, 300, 400, 500 kg/m3 betonu, • pojivo s Qpot 500, 375, 225 J/g, tyto hodnoty postupně odpovídají čistému CEM I a substituci popílkem ve výši 25 % a 55 % hm. • tloušťku betonových prvků 0,5; 1; 1,5; 2 a 4 m, • betonáž léto či zima s počátečními a okrajovými podmínkami - léto: počáteční teplota betonu 20 °C, teplota okolního vzduchu 25 °C, - zima: počáteční teplota betonu 10 °C, teplota okolního vzduchu 5 °C. Dále byly uvažovány standardní parametry: objemová hmotnost betonu 2 500 kgm-3, tepelná vodivost 1,7 Wm-1K-1, měrná tepelná kapaci63

❚

VĚDA A VÝZKUM


10

% 25

% 50

75%

500 10

há jednorozměrná disipace hydratačního tepla do okolí. Výsledkem je maximální teplota v zimním období betonáže, která může být přepočtena na letní podmínky. Maximální teplota se nakonec odečte na spodní vertikální ose. Závislosti v nomogramu na obr. 10 lze zapsat pomocí lineárních rovnic, jejichž parametry byly získány regresí: Potenciální teplo [MJ/m3 ] "

(5)

3

50

" 0, 5 Pojivo [kg/m ]

Maximální teplota zima (sC)

© Popílek [kg/m3 ] ¹ ª 1 º Pojivo [kg/m3 ] » «

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

20

Max. teplota zima [ oC] =

30

=Potenciální teplo [MJ/m3 ] /

0RVW2SDUQR

60

'HVND$=7RZHU

70 80 90 100

Obr. 10 Nomogram pro určení maximální teploty, cement Mokrá CEM I 42,5 R ❚ Fig. 10 Nomogram for maximum temperature, cement Mokrá CEM I 42,5 R Obr. 11 Shoda 150 virtuálních simulací pomocí nomogramu ❚ Fig. 11 Verification between 150 virtual simulations and the nomogram

Max. teplota léto [ oC] =

to Lé

50

5,17; 3,66; 3,12; 2,84; 2,45 a m

3ŉHKUDGD2UOtN

(6)

Zi

40

Obr. 12 Teplotní pole, tloušťka 1 m, letní betonáž, 41,4 h ❚ Fig. 12 Temperature field, 1 m thickness, summer casting, 41.4 h

100

Maximální teplota (sC)

100 200 300 400 Pojivo = CEM I + popílek (kg/m3 betonu)

150

7OR Xåő ND W P W W P P W P

= /p oj ivo Po pí le k

200

3

0%

(k g/ kg )

Potenciálni teplo (MJ/m betonu)

250

(7) o

=0,954 Max. teplota zima [ C] + +17,8 oC

ta betonu 870 Jkg-1K-1, součinitel přestupu tepla 5 Wm-2K-1 (odpovídá např. dřevěnému bednění tloušťky 20 mm). Výsledky simulací byly převedeny do přehledného nomogramu (obr. 10) s několika předešlými případy pro validaci. Odečet začíná na levé horizontální ose, kde se definuje množství pojiva v betonu. Zadá se substituce slinku popílkem, která snižuje potenciální hydratační teplo betonu. Definuje se tloušťka prvku, přes kterou probí12

Maximální teplota, nomogram (sC)

11

Součin lineárních aproximací z rovnic (5) až (7) a maximální teploty ze simulace vykazuje velmi vysoký Pearsonův korelační koeficient R = 0,992 (obr. 11). Tím se poměrně složitý problém víceúrovňových simulací elegantně zredukuje na jednoduché analytické výrazy. Dosažení maximálních teplot v betonu kolísá pro všechny simulace mezi 0 až 300 h s poměrně složitými aproximacemi, které zde neuvádíme. Pro ilustraci je na obr. 12 uveden průběh teplotního pole při maximální teplotě betonu. V tomto případě se uvažuje tloušťka prvku 1 m, obsah cementu 400 kg/m3, náhrada cementu popílkem 0 % (vlevo) a 55 % (vpravo) bě-

100

64

R=0.992 80 60 40 20 0 0

20 40 60 80 Maximální teplota, simulace (sC)

100


❚

2/2014

VĚDA A VÝZKUM Literatura: [1] Lam L., Wong Y. L., Poon C. S.: Degree of hydration and gel/space ratio of high-volume fly ash/cement systems, Cement and Concrete Research 30, 2000, p. 747–756 [2] Zobal O. et al.: Analýza betonu z tělesa přehrady Orlík po padesáti letech, Beton TKS 2/2014, str. 19–25 [3] Mehta P. K., Monteiro P. J. M.: Concrete – Microstructure, Properties, and Materials, 3. ed., 2006 vydal McGraw-Hill Professional, ISBN 9780070636064 [4] United Kingdom Quality Ash Association: High Volume Fly Ash Concrete, Technical Datasheet 1.8, 2012 [5] Šmilauer V.: Multiscale hierarchical modeling of hydrating concrete, Saxe-Coburg Publ., 2014 [6] da Silva W., Šmilauer V., Štemberk P.: Upscaling semi-adiabatic measurements for simulating temperature evolution of mass concrete structures, Materials and Structures, 2014, v tisku [7] Patzák B. and Bittnar Z.: Design of object oriented finite element code, Advances in Engineering Software, 32 (10–11), 759-767, 2001, www.oofem.org [8] Šmilauer V., Vítek J. L., Patzák B., Bittnar Z.: Optimalizace chlazení oblouku Oparenského mostu, Beton TKS 4/2011, roč.. 11, str. 62–65 [9] Malhotra V. M., Ramezanianpour A. A.: Fly Ash in Concrete, 2. ed., 1994, vydal CANMET, ISBN 9780660157641

ský cement s kinetikou i potenciálním teplem jako CEM I 42,5R a tloušťku betonované vrstvy 2 m. Druhý příklad je betonáž zkušební lamely oblouku mostu přes Oparenské údolí bez chlazení, kdy maximální teplota dosáhla přibližně 75 °C. Uvažovali jsme pouze slínek 409,5 kg/m3 [8]. Třetím je betonáž základové desky AZ Tower, kdy teplota dosáhla 45 °C. Všechny uvedené příklady dobře validují uvedený nomogram pro stanovení maximální teploty na betonové konstrukci.

SCIENCE AND RESEARCH doc. Ing. Vít Šmilauer, Ph.D. e-mail: [email protected] tel.: 224 354 483 Ing. Ondřej Zobal e-mail: [email protected] tel.: 224 354 495 prof. Ing. Zdeněk Bittnar, DrSc. e-mail: [email protected] tel.: 224 353 869 všichni: Katedra mechaniky Fakulta stavební ČVUT v Praze

Z ÁV Ě R

Náhrada slinku popílkem představuje efektivní způsob snížení teplot v masivních betonových konstrukcích. Kalorimetrie prokázala relativně nevýznamný příspěvek popílků k hydrataci slinkových minerálů. Díky tomu se provedlo zjednodušení víceúrovňových simulací pro vývoj teplot betonových konstrukcí, kde se popílek mohl uvažovat jako inertní složka. Na základě 150 virtuálních simulací byl sestrojen nomogram pro předpověď maximálních teplot na betonových konstrukcích. Doufáme, že poslouží nejen technologům pro rychlý odhad teplot a k návrhu optimálních betonových směsí. Současná situace v ČR přímo vybízí k masovějšímu používání kvalitních úletových popílků.

Thákurova 7, 166 29 Praha 6

prof. Ing. Rudolf Hela, CSc. Ústav technologie stavebních hmot a dílců Fakulta stavební VUT v Brně Veveří 331/95, 602 00 Brno e-mail: [email protected] tel.: 541 147 508

Ing. Roman Snop e-mail: [email protected] Ing. Pavel Donát e-mail: [email protected] oba: ČEZ Energetické

Příspěvek vznikl za podpory projektu MPO FR-TI3/757 „Zvýšení potenciálu elektrárenkých popílků jako alternativního pojiva pro výrobu

produkty, s. r. o. Komenského 534, 253 01 Hostivice tel.: 211 046 504

ekologicky šetrných cementových kompozitů“ a Centra kompetence TAČR TE01020168.

Text článku byl posouzen odborným lektorem.

Firemní prezentace

hem letní betonáže. Maximální teploty dosahují 74,7 a 43,9 °C. Validace nomogramu je provedena pro tři charakteristické stavební konstrukce. Na Orlické přehradě s pojivem 180 kg/m3 (tab. 1) bylo dosaženo během letních měsíců 40 °C. V našem případě jsme uvažovali železoportland-

❚

2/2014

❚


65

VĚDA A VÝZKUM

❚


VYUŽITÍ MODERNÍCH KOMPOZITNÍCH MATERIÁLŮ V REÁLNÝCH APLIKAČNÍCH OBLASTECH ❚ USE OF ADVANCED COMPOSITE MATERIALS AS REINFORCEMENT IN REAL APPLICATION AREAS František Girgle, Vojtěch Kostiha, Jan Prokeš, Petr Daněk, Petr Štěpánek Příspěvek je zaměřen do oblasti využití moderních kompozitních materiálů v reálných aplikačních oblastech konstrukcí vystavených extrémnímu environmentálnímu namáhání. Věnuje se návrhu prefabrikovaného prvku vyztuženého vnitřní nekovovou výztuží a jeho následnému experimentálnímu ověření. Na základě provedené analýzy trhu byl vybrán prvek přímo pojížděné zákrytové desky, jenž je značně exponován agresivním prostředím a přímo pojížděn kolovými vozidly. Jako pilotní výrobek byla zvolena zákrytová deska jednoduchého čtvercového půdorysu o rozměrech 2,1 x 2,1 m. Veškerá výztuž, tj. ohybová i smyková, byla navržena jako kompozitní, přičemž návrh byl proveden dle platných evropských a amerických návrhových doporučení. Správnost návrhu byla ověřena numerickou simulací a následnou zatěžovací zkouškou segmentu vyhotoveného ve skutečné velikosti.

❚ The paper is focused on

the use of advanced composite materials in the real application areas of buildings exposed to extreme environmental stress. The design of a structural element reinforced with inner non-metallic reinforcement and its subsequent experimental verification is described in the article. Based on the analysis of the market, the cover slab straightly loaded by vehicular traffic was selected. The cover slab is exposed to very aggressive environment and direct running of wheel vehicles. A simple square-shaped slab

výztuže vede k maximalizaci životnosti konstrukčního prvku. Návrhová životnost prvku se správně navrženou nekovovou výztuží je teoreticky neomezená, prakticky ji determinuje kvalita provedení prvku a životnost betonových částí průřezu. S ohledem na výše uvedené odpadá nutnost respektovat doporučení normativních podkladů [2] z hlediska trvanlivosti konstrukce. Je tedy možno velmi účinně snížit staticky neúčinnou krycí vrstvu výztuže navrženou z hlediska trvanlivosti konstrukce a využít pouze nutnou minimální krycí vrstvu z hlediska soudržnosti (obvykle rovnu průměru nosné výztuže zvětšené o bezpečnostní složku krytí z hlediska provádění), čímž dochází k odlehčení prvku a úspoře betonové směsi. Po provedení analýzy možných aplikačních oblastí využití nekovových výztuží v rámci prefabrikovaných odolných konstrukčních prvků využitelných v české stavební praxi byl vybrán prvek přímo pojížděné zákrytové desky. Využití těchto zákrytových desek je především v oblasti extrémně agresivních prostředí: předpokládá se přímé pojíždění kolovými vozidly a zakrývané prostory instalačních šachet vykazují též velmi vysoké koncentrace vodních par. Z hlediska využití kompozitní výztuže jde tedy o ideální aplikační oblast.

with dimensions of 2.1 x 2.1 m was chosen as a pilot element. All reinforcement, i. e., bending and shear, was designed as composite reinforcement according to the instructions introduced in valid European and American guidelines. The design has been verified by numerical simulation and subsequent loading test of the real scale segment.

Betonové prvky vystavené působení agresivního prostředí, u nichž vlivem vzniku a rozvoje trhlin dochází ke korozi výztuže, jsou perspektivní aplikační oblastí pro použití kompozitní výztuže (FRP; fiber reinforced polymer). V současné době jsou výhody využití těchto moderních výztužných materiálů dobře známé a je tedy zřejmé, že použití nekorodující a z hlediska enviromentálního namáhání velmi odolné 66

K O N C E P Č N Í P Ř Í S T U P K N ÁV R H U Z Á K RY T O V É D E S K Y V Y Z T U Ž E N É FRP VÝZTUŽÍ

Zákrytové desky jsou navrhovány jako krátké mostní jednopolové objekty, jež svým statickým působením odpovídají křížem vyztuženým po obvodě podepřeným deskám. Zatížení je dle doporučení platných normativních podkladů [3] uvažováno v souladu se zatížením definovaným pro mostní konstrukce. Způsob užívání těchto konstrukčních dílců určuje i způsob namáhání, kdy dominantní složkou působícího zatížení je zatížení cyklické (dynamické) – tj. zatížení vyvozující únavu jednotlivých, v konstrukci zastoupených, materiálů. Jako pilotní prvek pro experimentální ověření funkčnosti navrženého dílce

byla vybrána zákrytová deska jednoduchého čtvercového půdorysu o rozměrech 2,1 x 2,1 m (tj. světlý rozměr zakrývané šachty je v obou na sebe kolmých směrech 2 m) a tloušťky 220 mm. Tato byla pro snadnější interpretaci získaných dat v první fázi vývoje uvažována bez obslužných otvorů, přičemž následně bylo přikročeno k ověření chování prvku s jedním otvorem, který je běžnou součástí výrobního sortimentu společnosti Prefa Brno, a. s. Tvarové řešení segmentu je patrno z obr. 1. Předpokládané stupně vlivu prostředí relevantní pro přímo pojížděnou zákrytovou desku nad parovody jsou definovány dle platné technologické normy [2] a základní normy pro návrh betonových konstrukcí [1] jako XD3, XF4. Dle téže normy (se zřetelem na změnu Z3 této normy) je doporučena minimální třída betonu C35/45, krytí z hlediska trvanlivosti pro klasickou ocelovou betonářskou výztuž (s bezpečnostním přídavkem 10 mm z hlediska provádění, konstrukční třída S3) pak 50 mm. S ohledem na využití vyvinuté kompozitní výztuže je možné účinně krycí vrstvu snížit na nutné minimum z hlediska soudržnosti, v tomto konkrétním případě tedy 20 mm (předpokládá se využití kameniva největšího zrna dg = 16 mm). Dochází tak ke zvýšení účinné výšky prvku o 30 mm, což u deskových konstrukcí není nezanedbatelný příspěvek redukující spotřebu výztužných prutů; nebo k redukci spotřebovaného betonu, a tím i vlastní váhy prvku při zachování účinné výšky průřezu shodné s případem s klasickou výztuží. Výrazně nižší tloušťka krycí vrstvy se také kladně projeví v chování prvku z hlediska mezního stavu omezení šířky trhlin. Návrh vyztužení zákrytové desky Na základě definovaných geometrických a materiálových parametrů byly statickým výpočtem zjištěny hodnoty dimenzačních veličin. Konstrukce je dimenzována na extrémní účinky vyvozené zatěžovacím modelem LM2 (dle [3], přičemž v normové hodnotě zatížení jsou zahrnuty i dynamické účinky po-


❚

2/2014

VĚDA A VÝZKUM 1

❚


2

Obr. 1 Tvar řešeného prefabrikovaného segmentu ❚ Fig. 1 The precast member shape Obr. 2 Vyztužení zákrytové desky – dolní a horní výztuž včetně řezu prvkem ❚ Fig. 2 The cover slab reinforcement – bottom and upper reinforcement including section

jezdu nápravy). Dynamické účinky kolové dopravy jsou pak ve výpočtu uvažovány dle [3] únavovým modelem 1. Ten je uvažován v časté kombinaci zatížení pro stanovení účinku zatížení při vysokocyklickém opakovaném namáhání (tedy namáhání, které redukuje materiálové charakteristiky s ohledem na vliv únavy materiálu). Pro návrh a též i následnou výrobu segmentu byl použit beton třídy C35/45 standardní záměsi s maximálním zrnem kameniva dg = 16 mm. Vyztužení bylo navrženo z výztužných tyčí Prefa Rebar (typ C) vyvinutých a vyrobených ve společnosti Prefa Kompozity, a. s. [7]. Jde o hybridní C-GFRP (carbon-glass fiber reinforced polymer) výztuž, která kombinuje výhody skelných alkali-rezistentních (AR) vláken a uhlíkových vysokopevnostních (HS) vláken se střední tahovou pev2/2014

❚

ností 1 050 MPa a modulem pružnosti 50 GPa (obě veličiny měřeny ve směru vláken). Vzhledem k nízké únosnosti tvarově zakřivených prutů z vláknových kompozitů (po zakřivení mají cca 20 až 30 % původní tahové únosnosti) a pro snížení pracnosti vyvázání byla jako smyková výztuž navržena kompozitní mřížovina s výrobním označením Prefa Grid [8]. Lité rošty (mřížky) této výztuže jsou vyrobeny technologií lití do forem a obsahují až 40 % skelných vláken. Výhodnost použití litých FRP roštů spočívá především v jejich vysoké příčné tuhosti, a tím i dobrém zakotvení v betonu prvku na velmi krátké délce díky příčným prutům, což ve výsledku přináší vysokou smykovou únosnost betonového dílce vyztuženého tímto typem smykové výztuže. Návrh výztuže je proveden při re-


spektování doporučení dle amerických standardů ACI řady 440 [4], postupů definovaných v rámci fib Bulletin No. 40 [5] a s přihlédnutím k pokynům k návrhu dynamicky zatížených konstrukcí (především z hlediska hladiny napětí ve výztuži vyvozené dynamickým zatížením). Vyztužení zákrytové desky je patrno z obr. 2. Vzhledem k situaci, kdy je při návrhu prvku využíváno amerických a evropských doporučení a zatěžovací údaje jsou stanoveny v souladu s normami platnými v České republice, je třeba zvýšenou míru pozornosti věnovat stanovení dosažené (navržené) míry bezpečnosti (spolehlivosti) konstrukce. Normy řady ACI a EC použité při návrhu nepoužívají shodné parciální součinitele spolehlivosti. Z tohoto důvodu bylo rozhodnuto ověřit chování prvku pomocí numerické simulace a též 67

VĚDA A VÝZKUM

❚


3a

3b

4 -1,2

SÍLA [MN]

-0,65

SÍLA [MN]

-1

-0,0058500 8

-0,55 -0,8 -0,45 -0,0058500 8

-0,6 -0,4 -0,0003440 92

-0,2

-0,35 zatČåovací zkouška F = 300 kN F = 600 kN

-0,0003440 92

-0,25

zatČåovací zkouška F = 300 kN F = 600 kN

-0,15 PRģHYB UPROSTěED [m]

0 0

-0,005

-0,01

-0,015

-0,02

-0,025

-0,05

PRģHYB UPROSTěED [m]

0

i provedením reálné full-scale zatěžovací zkoušky a poté na základě získaných údajů stanovit reálnou míru spolehlivosti zákrytové desky. Dle výsledků provedeného statického návrhu lze konstatovat, že k porušení navrženého prvku dojde drcením betonu, což není s ohledem na značnou deformační kapacitu a lineární chování (elastické působení až do porušení bez plastické větve) použité FRP výztu-

-0,001

-0,002

že překvapivé. Kolaps konstrukce však bude předznamenán značným rozvojem trhlin a nárůstem průhybu. Numerické simulace Provedený statický návrh byl ověřen nelineární numerickou simulací zatěžovací zkoušky v MKP programu ATENA 3D [6] umožňujícím simulování reálného chování kvazikřehkých materiálů. Nelineární numerický model desky byl

-0,003

-0,004

-0,005

-0,006

vytvořen s důrazem na dodržení skutečných materiálových a geometrických parametrů při zachování okrajových podmínek (tj. způsob zatížení i podepření) odpovídajícím reálnému chování při zatěžovací zkoušce. Zatížení bylo z tohoto důvodu (na základě statickým výpočtem přijatých předpokladů) vnášeno deformačně na ploše cca 350 x 600 mm, což odpovídá modelu zatížení LM2 [3].

6

5

68


❚

2/2014

VĚDA A VÝZKUM

❚


7

700

600

SÍLA LA [kN]

500

400

300

200

100

0 0

Zatěžovací síla (resp. deformace) byla vnášena v místě největšího účinku, což vzhledem k pravidelnému čtvercovému tvaru desky představovalo její střed. Deska byla po obvodě podepřena, přičemž byla uvážena pouze jednostranná vazba podpor zamezující vnášení tahových sil v místě podepření (tj. bylo umožněno zvedání rohů desky, obr. 3). Veškeré použité materiálové charakObr. 3 Numerický model v programu ATENA 3D, a) tvar, b) ukázka vyhodnocení – napětí ve výztuži při porušení prvku ❚ Fig. 3 Numerical solution in ATENA 3D software, a) shape, b) example of evaluation – stress in the reinforcement at failure

1000

2000

teristiky (tj. beton, ohybová i smyková výztuž) byly stanoveny experimentálně a z důvodu zjištění chování prvku při reálné zatěžovací zkoušce uvažovány ve středních hodnotách. Výsledkem nelineárního numerického řešení byla zatěžovací křivka prvku (tzv. pracovní diagram), na jejímž základě byly následně definovány intenzity zatížení pro zatěžovací zkoušku (obr. 4).

3000 ČAS [s]

Výroba zkušebního vzorku Na základě provedeného statického návrhu a numerické simulace zatěžovací zkoušky byl v závodě Prefa Brno, a. s., vyroben zjednodušený prototyp zákrytové desky pro zatěžovací zkoušku (z důvodu usnadnění interpre-

8 600

500

400 SÍLA [kN]

Obr. 6 Finální vyztužení zákrytové desky, pohled do bednění ❚ Fig. 6 Final set-up of the cover slab reinforcement, view into the formwork

300

200

Obr. 7 Provedení zatěžovací zkoušky: osazení snímačů; reálné provedení; záznam vnášené síly ❚ Fig. 7 Performance of the load test: set-up of sensors; real implementation; record of the loading force Obr. 8 Závislost vnášené síly na deformaci uprostřed a v rohu segmentu ❚ Fig. 8 The force – deformation dependence in the middle and in the corner of a segment

2/2014

❚

5000

E X P E R I M E N TÁ L N Í O V Ě Ř E N Í N ÁV R H U – Z AT Ě Ž O VA C Í ZKOUŠKA SEGMENTU

Obr. 4 Zatěžovací křivka segmentu získaná z nelineární simulace ❚ Fig. 4 The “forcedisplacement” diagram of tested element obtained from a non-linear solution Obr. 5 Průběh vázání FRP výztuže segmentu ❚ Fig. 5 Placing of the FRP reinforcement

4000

PRŮHYB UPROSTŘED (PRŮMĚR)

100

ZVEDÁNÍ ROHŮ

0 -7

-6

-5

-4


-3

-2 -1 PRŮHYB [mm]

0

1

2

3

69

VĚDA A VÝZKUM

❚

SCIENCE AND RESEARCH Obr. 9 Porovnání numerické simulace s výsledky reálné zatěžovací zkoušky ❚ Fig. 9 Comparison of the results obtained from the numerical solution and from the real loading test

9 SÍLA [kN] 600

500

Obr. 10 Porovnání numerické simulace zákrytové desky s otvorem a bez něj ❚ Fig. 10 Comparison of the results obtained from the numerical solution of cover plate with and without a hole

400

300

200 PRŮHYB UPROSTŘED (PRŮMĚR) 100

NUMERICKÁ SIMULACE (ATENA 3D) PRŮHYB [mm]

0 0

-1

-2

-3

tace získaných dat bez obslužných otvorů) (obr. 5 a 6). Navržená kompozitní výztuž byla dle připraveného výkresu výztuže vázána přímo do bednění. Využité kompozitní rošty tvořící smykovou výztuž velmi účinně sloužily též jako distanční výztuž. Krytí bylo zajištěno pomocí vláknobetonových prvků. Po nutné technologické odstávce byl prvek přepraven k zatěžovací zkoušce, kterou zajišťoval Technický a zkušební ústav stavební (TZÚS Praha, s. p., zkušebna Brno). Konfigurace zatěžovací zkoušky Pro dostatečně výstižný záznam chování prvku během zatěžování byla osazena řada snímačů (obr. 7). Deformaci desky, resp. změnu polohy ve snímaných bodech, zaznamenávaly indukčnostní snímače dráhy, které byly osazeny uprostřed a po obvodě desky. Jejich rozmístění umožňovalo popsat

-4

-5

-6

-7

-8

průhyb v místě vnášení zatížení v obou hlavních směrech a také zohlednit deformaci v místech podepření (tj. zvedání volných okrajů desky). Pro přesnější popis chování betonu v tlaku, jenž měl být dle provedených výpočtů nejslabším článkem segmentu, byly na desku v oblasti předpokládaného tlakového napětí umístěny odporové tenzometry. V neposlední řadě byla zaznamenávána síla vnášená zatěžovacím lisem. Zatěžovací zkouška byla rozdělena do dvou částí. V první části, simulující nízko-cyklické zatížení, proběhlo cyklování zatížení s maximální hodnotou vnášené síly 300 kN a následným odtížením až na nulovou hodnotu zatěžovací síly. Intenzita zatížení byla volena v oblasti lineárního chování prvku. Bylo tak možno při opakovaném zatížení sledovat případný nárůst nevratné složky deformace. Druhá část zkoušky spočívala v ma-

-1,2

SÍLA [mm]

-1

-0,8

-0,6

Deska bez otvoru Deska bez otvoru_optimalizace Deska s otvorem Deska s otvorem - pouze ohybová výztuž Deska s otvorem - prostý beton

-0,4

-0,2

PRŮHYB UPROSTŘED ROZPĚTÍ [m] 0 0

10

70

-0,005

-0,01

-0,015

-0,02

-0,025

-0,03

ximálním přitížení vzorku (v ideálním případě až do porušení) a zjištění jeho mezní únosnosti. Maximální možné zatížení bylo determinováno kapacitou zkušebního zařízení, tj. hodnotou 600 kN. Vyhodnocení zatěžovací zkoušky Chování prvku v průběhu zatěžovací zkoušky je patrné z grafu na obr. 8. Při maximálním vneseném zatížení (vzhledem k možnostem zkušebny odpovídající hodnotě 600 kN) docházelo k průhybu uprostřed desky okolo 6,1 mm, současně bylo dosaženo maximálního nadzvednutí rohu desky cca 1,6 mm. Ohybové trhliny se na spodním líci prvku objevily při vnášeném zatížení v úrovni cca 350 kN. Předpoklad porušení drcením betonu při zatěžovací zkoušce nemohl být ověřen, nicméně vzhledem k značné deformační kapacitě FRP výztuže je tento předpoklad opodstatněný. Způsob porušení prvku též určují limitní hodnoty napětí ve výztuži pro konstrukce vystavené cyklickému (únavovému) zatížení, které mají zabránit nekontrolovatelnému dotvarování výztuže. Konzervativně bylo při návrhu přihlédnuto k doporučeným hodnotám definovaným v [4], které redukují hodnotu maximálního napětí ve výztuži vyvozeného cyklickým a stálým zatížením pouze na 20 % hodnoty jejího krátkodobého limitního napětí (platí pro GFRP výztuž). Tato hodnota je americkou normou [4] stanovena velmi konzervativně a v současné době je předmětem intenzivní výzkumné činnosti. Předpokládá se zvýšení této hodnoty, a tím i dosažení úspory v objemu navržené výztuže. Srovnání experimentálně dosažených výsledků s provedenou numerickou si-


❚

2/2014

VĚDA A VÝZKUM

mulací je patrno z obr. 9. Experimentálně určená hodnota průhybu uprostřed desky cca 6,15 mm při maximálním zatížení (cca 610 kN) je téměř shodná s hodnotou průhybu 6,04 mm dosaženou nelineárním řešením úlohy (odchylka 1,8 %). Viditelnější rozdíly v chování prvku lze pozorovat v oblasti nižších hodnot zatížení v rozmezí 300 až 320 kN (oblast před vznikem první ohybové trhliny). Porovnáním průhybů experimentální zkoušky (až cca 1,18 mm) a numerické simulace (cca 0,47 mm) je patrné, že oproti předpokladům numerického modelu již docházelo k postupné inicializaci prvních ohybových trhlin, a tedy k viditelnému změkčení v záznamu chování prvku. Prezentovaný nesoulad jde především na vrub materiálového modelu betonu, jehož tahové parametry nebyly před zatěžovací zkouškou experimentálně stanoveny a materiálový model tak vycházel z přednastavených hodnot platných pro definovanou střední tlakovou pevnost. S ohledem na výše uvedené lze konstatovat, že výsledky experimentálních prací potvrdily (v oblasti rozsahu zkoušky) provedené numerické výpočty a z nich vyplývající závěry. Na základě zjištěných údajů byla též provedena optimalizace návrhu, kdy došlo k úspoře cca 15 % navržené výztuže, u níž bylo prokázáno její malé statické využití. Zatěžovací křivka „optimalizované“ zákrytové desky je uvedena v obr. 10. EXTRAPOLACE ZÍSKANÝCH VÝSLEDKŮ

Z uvedených závěrů je zřejmé, že provedené numerické modely dokázaly predikovat reálné chování navrhovaného segmentu vyztuženého vyvinutou kompozitní výztuží [7]. Z tohoto důvodu byly opět využity pro návrh segmentu s osazenými obslužnými otvory a experimentální ověření těchto segmentů se předpokládá (s ohledem na dostatečnou přesnost nelineárního výpočtu) až v poloprovozní fázi, tedy při zavádění prefabrikátu do výroby. Numerický model simulující chování segmentu s obslužným otvorem byl v programu ATENA 3D vytvořen úpravou stávajícího modelu, tj. modelu desky bez otvoru. Geometrie segmentu byla upravena přidáním otvoru, jehož rozměry a umístění byly převzaty z výkresové dokumentace poskytnuté firmou Prefa Brno, a. s. Způsob podepření desky zůstal zachován, přičemž místo působení deformačního zatížení by2/2014

❚

❚

lo upraveno s ohledem na její extrémní působení a tedy maximalizaci účinku. Pouze pro lepší porovnání dosažených výsledků byl následně vytvořen též model se shodným působištěm zatížení s případem segmentu bez otvoru. Předpokládaný způsob porušení, tedy drcení betonu v tlačené oblasti, zůstal zachován i vzhledem ke značným přetvárným vlastnostem použité FRP výztuže. Oproti původnímu řešení bez otvoru (obr. 10) dochází k porušení prvku při intenzitě zatížení cca 910 kN, což představuje pokles v únosnosti o přibližně 10 %. Získané výsledky z numerického přepočtu budou opět sloužit pro stanovení intenzit zatížení pro následné provedení zatěžovací zkoušky na reálném segmentu. Z ÁV Ě R

Z textu příspěvku je zřejmé, že navržené řešení zákrytové desky s využitím kompozitní výztuže je plně funkční a spolehlivé. Představuje velmi zajímavou a především trvanlivou alternativu ke klasické výztuži, která v některých aplikačních oblastech díky enviromentálnímu namáhání velmi rychle degraduje a není možno garantovat dostatečnou trvanlivost výrobků. Nevýhodou prvků vyztužených kompozitní výztuží stále zůstávají vyšší náklady na realizaci díla. Bude-li ovšem investor nahlížet na konstrukční prvek vyztužený kompozitní výztuží s ohledem na celý životní cyklus konstrukce, kdy již musí být v cenové rozvaze zahrnuty položky údržby a sanačních prací, jeví se využití kompozitních výztuží jako zcela konkurenceschopné. V rámci výzkumných aktivit v oblasti vývoje hybridní nekovové výztuže je v současné době kladen též důraz na verifikaci a případnou modifikaci velmi konzervativních hodnot redukujících mezní dovolenou dlouhodobou složku napětí, jež lze ve výztužných vložkách připustit z hlediska nežádoucího dotvarování. Předpokládá se úprava mezních hodnot, která dovolí více využít potenciál tohoto moderního stavebního materiálu, a tím dále snížit pořizovací náklady. Prezentované výsledky byly získány za finanční podpory projektu MPO TIP FR TI 4/159 – Light structures – progresivní konstrukce z moderních kompozitních materiálů; dále

SCIENCE AND RESEARCH Literatura: [1] ČSN EN 1992-1-1 (73 1201) Navrhování betonových konstrukcí. Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby, 2006 [2] ČSN EN 206-1 (73 2403): Beton – Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda, 2001 [3] ČSN EN 1991-2 (73 6203): Zatížení konstrukcí – Část 2: Zatížení mostů dopravou, 2005 [4] ACI 440.1R-06: Guide for the Design and Construction of Structural Concrete Reinforced with FRP Bars, ACI Committee 440, 2006, ISBN 9780870312106 [5] FRP reinforcement in RC structures: technical report prepared by a working party of TG 9.3, FRP (Fibre Reinforced Polymer) reinforcement for concrete structures. 1st pub. Lausanne: International Federation for Structural Concrete, 2007, 147 s. Bulletin fib, ISBN 978-2-88394-080-2 [6] Procházková Z., Červenka J., Janda Z., Pryl D.: Atena-GiD Tutorial & Manual, Praha, 2009 [7] Vnitřní výztuž PrefaREBAR, výrobce: Prefa Kompozity, a. s. Dostupné z: http://www. prefa-kompozity.cz/produkt/zesilovaci-systemy [8] Pochůzné lité rošty PrefaGRID, výrobce: Prefa Kompozity, a.s. Dostupné z: http:// www.prefa-kompozity.cz/en/node/9

Ing. František Girgle, Ph.D. e-mail: [email protected] tel.: 541 147 871 Ing. Vojtěch Kostiha e-mail: [email protected] tel.: 541 147 871 Ing. Petr Daněk, Ph.D. e-mail: [email protected] tel.: 541 147 492 prof. RNDr. Ing. Petr Štěpánek, CSc. e-mail: [email protected] tel.: 541 147 848 všichni: VUT v Brně Fakulta stavební Veveří 95, 662 37 Brno www.fce.vutbr.cz Ing. Jan Prokeš, Ph.D. Prefa Kompozity, a. s. Kulkova 10/4231, 615 00 Brno e-mail: [email protected]

projektu FAST-J-12-28 – Ověření účinků zesílení

tel.: 541 583 294

sloupů ovinutím FRP tkaninou. Člen autorského

www.prefa-kompozity.cz

týmu je podpořen v rámci řešení projektu MŠMT CZ.1.07/2.3.00/30.0005



71

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE

❚

STANDARDS • QUALITY • CERTIFICATION

POROVNÁNÍ VÝPOČTŮ ŠÍŘKY TRHLINY DLE RŮZNÝCH PŘÍSTUPŮ ❚ COMPARISON OF CRACK WIDTH CALCULATIONS USING DIFFERENT APPROACHES Marek Vinkler, Jaroslav Procházka Článek se zabývá výpočtem šířky trhliny vzniklé od mechanického zatížení a to dle normových doporučení a dle odvozených vztahů různých autorů. Rozdíly v jednotlivých přístupech jsou porovnávány na modelovém příkladu. Porovnávané parametry jsou tloušťka krycí vrstvy a geometrický stupeň vyztužení.

❚ The paper deals with calculation of

crack width initiating from mechanical loads according to recommendations and derived formulas of different authors. Differences in the approaches in question are compared on a model example. The compared parameters

Trhliny vzniklé působením omezených přetvoření od nesilových účinků, tj. zejména smršťováním povrchové vrstvy betonu, tvoří samostatnou a mnohem komplexnější problematiku, a proto jim v tomto článku nebude věnována pozornost. Vlivem nerovnoměrného vysýchání betonu a z toho vyplývající nerovnoměrné tendence k objemové změně (smršťování) dochází ke vzniku tahových napětí v povrchové vrstvě betonu, která výrazně ovlivňují vznik a rozevření trhlin. Tomuto problému bude věnován jiný článek v budoucnosti.

are thickness of concrete cover and geometrical degree of reinforcement.

Trhliny jsou nedílnou součástí železobetonových konstrukcí. Mohou vznikat působením mechanického zatížení nebo vlivem nesilových účinků. Mezi nesilové účinky můžeme zařadit hlavně objemové změny od smršťování a dotvarování betonu a od vývinu hydratačního tepla. Při překročení pevnosti betonu v tahu dochází k vzniku trhliny (pevnostní kritérium), popř. vlivem kumulace deformační energie vznikají mikrotrhliny, které se postupně rozvíjejí, až vznikne souvislá trhlina (energetické kritérium), jejíž šířka pak vzrůstá se zvyšujícím se zatížením. Vznik a rozvoj trhlin tedy souvisí s pevností betonu v tahu a s lomovou energií. Při navrhování konstrukcí se trhlinami zabýváme v mezním stavu použitelnosti, neboť mohou ovlivnit vzhled a životnost konstrukce. Vzhledem k agresivitě prostředí a k estetickým požadavkům se zavádí limitní šířka trhliny (obvykle 0,1 až 0,4 mm), která by neměla být překročena. Normová doporučení používají odlišné přístupy pro výpočet šířky trhliny i pro limitní hodnoty. Vzhledem k nadcházející uvažované změně národní přílohy betonářské normy ČSN EN 1992-1-1 [1] jsou dále porovnány jednotlivé přístupy výpočtu šířky trhliny. V následujících odstavcích je tak provedeno srovnání výpočtů šířky trhliny vzniklé od mechanického zatížení dle různých normových doporučení a dle vztahů odvozených z výsledků experimentů, popř. z teorie. 72

ČSN EN 1992-1-1 [1]

Charakteristická šířka trhliny se určí pomocí vztahu (1). Maximální vzdálenost trhliny sr,max se určí pomocí vztahu (2), rozdíl poměrných přetvoření výztuže a betonu ze vztahu (3) K sr ,max " k3 c k1k2 k4 , (2) Weff

J sm J cm " "

ŠÍŘKA TRHLINY

V normových doporučeních se často vyskytuje vztah pro určení šířky trhliny v této formě

prosto odlišné, viz dále. V dalším textu budeme používat označení veličin konzistentně s Eurokódem 2.

w k " sr,max J sm J cm ,

(1)

kde sr,max označuje maximální vzdálenost trhlin, εsm, εcm jsou průměrná poměrná přetvoření výztuže, resp. betonu mezi trhlinami. Rozdíly mezi jednotlivými normovými doporučeními vyplývají z odlišného stanovení zejména vzdálenosti trhlin a až poté z rozdílu poměrných přetvoření výztuže a betonu. Na následujících řádcích budou popsány vybrané normové přístupy k výpočtu šířky trhliny a dále také uvedeny vztahy různých autorů odvozené z výsledků experimentů, popř. teoreticky odvozené. S ohledem na české podmínky a tradici byla vybrána tato normová doporučení: Eurokód 2: ČSN EN 1992-1-1 [1] a DIN EN 1992-1-1 [2] s příslušnými národními přílohami, fib Model Code for Concrete Structures 2010 [3] a americká norma ACI 318-05 [5]. Pro ilustraci byla zařazena i jedna ze zvažovaných variant pro nadcházející změnu normy ČSN EN 1992-1-1. Normová doporučení pro výpočet šířky trhliny byla doplněna o srovnání se vztahy odvozenými z experimentů, popř. z teorie. Jsou to tři odvozené vztahy těchto autorů: Gergely, Lutz (1968) [6], Oh, Kang (1987) [7] a Frosch (1999) [8]. Celkem se tedy jedná o osm různých způsobů, jak vypočítat šířku trhliny. Některé přístupy se liší jen v několika koeficientech, některé jsou na-

1 Es

v 0,6

(3)

fct,eff ¼ ¬ 1 F e Weff ½ v X s k t Weff ½¾ ® Xs

Es

Pracovní součinitel αe se stanoví jako poměr středních modulů pružnosti výztuže Es a betonu pro dlouhodobé zatížení Ec,eff, vztah (4), c označuje tloušťku krycí vrstvy tahové výztuže, ϕ označuje průměr tažené výztuže. Efektivní tahovou pevnost betonu lze uvažovat hodnotou střední pevnosti betonu v tahu fct,eff = fctm. E c,eff "

E cm

1 O t, t0

(4)

,

kde φ(t,t0) je součinitel dotvarování betonu. V Eurokódu 2 je pracovní součinitel pro výpočet šířky trhliny stanoven poměrem Es/Ecm, tj. modul pružnosti betonu je uvažovaný střední hodnotou – bez vlivu dotvarování. Nicméně je názorem autorů, že fyzikálně správnější je uvažovat efektivní modul, který je dále použit pro porovnání přístupů mimo jiné proto, aby byla zachována stejná srovnávací základna pro jednotlivé přístupy. Vlivem dotvarování dojde k poklesu tuhosti průřezu a k přerozdělení napětí – ve výztuži se zvýší napětí a zvětší se výška tlačené oblasti. Vliv na šířku trhliny je pro jednotlivé přístupy nejednoznačný. Z těchto důvodů jsou dále uvedeny výsledky výpočtu šířky trhliny pro oba způsoby uvažování modulu pružnosti. Efektivní stupeň vyztužení ρeff je de-


❚

2/2014


finován jako poměr plochy tažené výztuže a efektivní plochy betonu

Weff "

As Ac,eff

(5)

,

kde Ac,eff označuje efektivní plochu betonu obklopující taženou výztuž As. Pro obdélníkový průřez je Ac,eff = bhc,eff a efektivní výška hc,eff se určí z podmínky (6)

`

hc,eff " min 2, 5 h d ;

b

h x h ; . (6) 3 2

Napětí ve výztuži σs se určí z ohybového momentu M Eqp od kvazistálé kombinace zatížení (popř. od časté kombinace zatížení M Efr) pro průřez porušený trhlinou, tj. s momentem setrvačnosti ideálního průřezu porušeného trhlinou pro dlouhodobé zatížení III,eff

X s " Fe

MEqp III,eff

d x .

(7)

Vztah (2) lze použít pouze za podmínky, že výztuž je dostatečně hustá, viz vztah (8). Pokud není splněna podmínka ve vztahu (8), je nutné pro maximální vzdálenost trhlin použít toto vyjádření dané vztahem (9)

K¹ © s f 5ª c º « 2»

(8)

sr ,max " 1, 3 h x

(9)


namáhání ohybem; 1 pro namáhání centrickým tahem); • k3 = 3,4 (vliv krycí vrstvy); • k4 = 0,425 (vliv soudržnosti betonu a výztuže); • kt = 0,4 (vliv doby trvání zatížení – 0,4 pro dlouhodobé namáhání; 0,6 pro krátkodobé namáhání). ČSN EN 1992-1-1 Změna 2014 Vybraná varianta uvažované změny české národní přílohy zavádí pouze změnu součinitele k3 na hodnotu: • k3 = 2. Zdůrazňujeme, že jde pouze o jednu z prověřovaných variant pro nadcházející změnu české normy. DIN EN 1992-1-1 [2]

V německé národní příloze Eurokódu 2 jsou oproti české příloze stanoveny koeficienty k i takto: • k1.k2 = 1; • k3 = 0; • k4 = 0,278. Je tedy zřejmé, že německý Eurokód 2 zanedbává vliv krycí vrstvy na šířku trhliny, což je v rozporu s experimentální zkušeností. Z tohoto zjednodušení, jak je dále uvedeno, plyne výrazná úspora výztuže při návrhu konstrukce na limitní šířku trhliny. Kromě toho musí maximální vzdálenost trhliny splnit podmínku X sK (10) sr ,m f . max 3, 6fct,eff fib Model Code 2010 [3] fib Model Code 2010 je nedávno publikované normové doporučení, které používá lehce odlišný přístup k výpočtu šířky trhliny oproti předchozímu CEB-FIP Model Code 1990 [4], ze kterého vychází Eurokód 2. Šířka trh-

liny pro centricky tažený prvek se určí ze vztahu

w k " 2 l s,max J sm J cm Mr J cs .

2/2014

❚


(11)

Poslední člen závorky ve vztahu (11) je příspěvek smršťování betonu εcs, který budeme dále považovat za nulový vzhledem k tomu, že žádný ze vztahů pro učení šířky trhliny příspěvek smršťování nezohledňuje. Pro ohýbaný prvek je nutné šířku trhliny zvětšit podílem R, vztah (12), který reprezentuje rozevření trhliny vlivem ohybu (při centrickém tahu je šířka trhliny stejná v úrovni výztuži i v úrovni povrchu betonu) R"

h x . dx

(12)

Z dalšího textu vyplývá, že tento podíl se vyskytuje ve všech vztazích odvozených z výsledků experimentů. Ve vztahu (11) ls,max představuje délku přenosu sil mezi výztuží a betonem a stanoví se takto ls,max " kc

1 fctm K . 4 Y bms Weff

(13)

Vztah (13) je prakticky stejný jako vztah (2). Koeficienty v tomto vztahu je možné uvažovat následovně: • k = 1; • τbms/fctm = 1,8 (poměr mezního napětí v soudržnosti výztuže a betonu a střední pevnosti betonu v tahu pro dlouhodobé zatížení a fázi stabilizovaných trhlin). Položíme-li sr,max = 2ls,max, je možné snadno transformovat koeficienty Model Code 2010 na koeficienty Eurokódu 2: • k3 = 2k = 2; • k4 = 0,5 fctm/τbms = 0,278. Rozdíl poměrných přetvoření výztuže a betonu se určí obdobně jako v Euro-

Firemní prezentace

Dle české národní přílohy jsou součinitele k i stanoveny takto: • k1 = 0,8 (vliv povrchu výztuže – 0,8 pro žebírkovou výztuž; 1,6 pro hladkou výztuž); • k2 = 0,5 (vliv rozdělení poměrných přetvoření po výšce průřezu – 0,5 pro

❚

73

❚


STANDARDS • QUALITY • CERTIFICATION Obr. 1 Modelový trám, modelová deska (pro krytí 30 mm) ❚ Fig. 1 Sample beam, sample slab (for covers up to 30 mm)

1

kódu 2 s tím rozdílem, že není požadována nerovnost ve vztahu (3). ACI 318-05 [5] Americká norma vychází ze slavného vztahu odvozeného z výsledků experimentů uvedeného v práci z roku 1968 od Gergely, Lutz [6] (viz dále), který byl nicméně upraven do tvaru (v SI jednotkách) 3

w k " 0, 011 h d Ac1X sR,

(14)

kde Ac1 reprezentuje efektivní taženou plochu betonu kolem jednoho prutu tažené výztuže a stanoví se takto 2b h d . Ac1 " n

(15)

Poměr R je v normě zafixován hodnotou 1,2 a n představuje počet prutů v šířce b. Všechny ostatní veličiny již byly vysvětleny. Gergely, Lutz (1968) [6] Původní vztah, který vychází z výsledků řady experimentů, má tento tvar: 3

w k " 0,011 h d Ac1

(16)

X s 34 45 R,

s tím, že R se stanoví přesně dle vztahu (12). Oh, Kang (1987) [7] Oh, Kang odvodili vztah pro šířku trhliny z experimentů na pěti různých trámech v této formě

w k " K a0 J sm 0, 0002 X s,

74

(17)

kde se parametr a0 určí takto

STUDIE 1/ 3

4,5 ©A ¹ ©d x¹ 2,83 ª c1º . a0 " 159 ª º « h x» « As1»

(18)

V druhé závorce označuje As1 plochu jednoho prutu tažené výztuž a Ac1 efektivní taženou plochu betonu kolem tažené výztuže, která se oproti vztahu (12) stanoví za pomoci efektivní výšky betonu h1, vztah (19) a (20) Ac1 "

h1 "

bh1

,

(19)

h x 3 . 3 d x 2

(20)

n

Vztah (20) byl odvozen z rovnosti potenciální energie pružné deformace pro tažený a ohýbaný prut. Frosch (1999) [8] Poslední uvedený přístup byl odvozen teoreticky a stanovuje šířku trhliny takto wk " 2

Xs Es

d *R,

(21)

kde d* reprezentuje charakteristickou kontrolní vzdálenost a určí se dle vztahu (22) ¯² d * " max ° ±²

2

h d 2 ds ;

(22)

¿ 2 © s¹ ² ; h d ª« º» À, 2 2

Á²

kde ds je vzdálenost krajního prutu výztuže k bočnímu líci prvku.

Pro porovnání jednotlivých přístupů byly vytvořeny modelové příklady železobetonového trámu a desky s uvažovaným namáháním ohybovým momentem. Trámy byly uvažovány šířky 300 mm a výšky 500 m, přičemž do výpočtu byly zavedeny tři různé stupně vyztužení tahovou výztuží: 3Ø16, 5Ø16, 5Ø20 vždy s třmínkem Ø8 (obr. 1). Pro každý z takto vyztužených trámů byl výpočet proveden pro tloušťky krycí vrstvy třmínku 20, 30, 40 a 50 mm. Krytí 20 mm je uvedeno pouze z ilustrativních důvodů, ve skutečných konstrukcích se takto malé krytí prakticky nevyskytuje. Desky byly uvažovány tloušťky 300 mm pro tři různé stupně vyztužení tahovou výztuží: Ø10 po 150 mm, Ø10 po 100 mm a Ø12 po 100 mm (výztuž blíže k povrchu) (obr. 1). Stejně jako pro trámy, bylo i pro desky uvažovány tloušťky krycí vrstvy 20, 30, 40 a 50 mm. Uvažované materiály jsou beton C30/37 a betonářská ocel B500B. Ohybový moment od kvazistálé kombinace zatížení pro trámy byl stanoven na 60 kNm pro trámy a 35 kNm/m pro desky (dlouhodobé zatížení). Součinitel dotvarování pro výpočet efektivního modulu pružnosti betonu byl uvažován hodnotou 2. Každý z trámů a každá z desek splňuje podmínku minimálního vyztužení dle Eurokódu 2. Minimální množství tahové výztuže je dle ČSN EN 1992-1-1 [1] dáno vztahy (23) a (24). Vztah (24) zajišťuje potřebnou výztuž z hlediska vzniku trhlin


❚

2/2014

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE Tab. 1a

c [mm] ρ [‰] ČSN EN 1992-1-1 ČSN EN 1992-1-1 Z2014 DIN EN 1992-1-1 fib Model Code 2010 ACI 318-05 Gergely, Lutz Oh, Kang Frosch

40 4,53 0,240

50 4,63 0,278

20 7,22 0,068

30 7,38 0,088

40 7,55 0,108

50 7,72 0,130

20 11,33 0,038

30 11,58 0,049

40 11,85 0,061

50 12,12 0,074

0,135

0,171

0,195

0,219

0,054

0,069

0,081

0,094

0,030

0,037

0,044

0,052

0,167 0,223 0,202 0,161 0,211 0,181

0,202 0,287 0,244 0,201 0,229 0,197

0,212 0,329 0,285 0,243 0,249 0,221

0,220 0,375 0,325 0,289 0,272 0,279

0,057 0,086 0,105 0,076 0,095 0,077

0,066 0,110 0,127 0,096 0,104 0,106

0,069 0,131 0,148 0,116 0,115 0,139

0,072 0,154 0,169 0,139 0,127 0,176

0,029 0,045 0,072 0,045 0,055 0,053

0,030 0,056 0,086 0,057 0,061 0,074

0,032 0,069 0,100 0,069 0,069 0,097

0,033 0,083 0,114 0,083 0,078 0,123

Tab. 1b

Crack width for the sample beam (for Ecm)

❚

2

5Ø16, As=1005 mm2

3Ø16, As=603 mm 30 4,43 0,209

40 4,53 0,249

50 4,63 0,285

20 7,22 0,072

30 7,38 0,095

40 7,55 0,115

50 7,72 0,136

20 11,33 0,042

30 11,58 0,055

40 11,85 0,067

50 12,12 0,081

0,138

0,175

0,205

0,229

0,058

0,074

0,088

0,101

0,033

0,042

0,050

0,058

0,170 0,224 0,194 0,151 0,204 0,170

0,206 0,287 0,233 0,187 0,220 0,184

0,233 0,343 0,272 0,225 0,237 0,206

0,242 0,385 0,311 0,266 0,257 0,258

0,061 0,090 0,100 0,069 0,090 0,071

0,074 0,117 0,120 0,087 0,098 0,098

0,081 0,140 0,140 0,105 0,107 0,127

0,085 0,162 0,160 0,124 0,116 0,160

0,032 0,050 0,068 0,040 0,050 0,049

0,039 0,066 0,081 0,050 0,056 0,067

0,040 0,078 0,094 0,060 0,061 0,087

0,042 0,091 0,107 0,072 0,068 0,109

Tab. 2a

Crack width for the sample slab (for Ec,eff)

Ø10/100, As=785 mm2

Ø10/150, As=524 mm 30 1,98 0,295

40 2,05 0,337

50 2,14 0,383

20 2,86 0,109

30 2,96 0,147

40 3,08 0,174

50 3,21 0,203

20 4,13 0,070

30 4,28 0,091

40 4,45 0,109

50 4,64 0,129

0,243

0,260

0,289

0,321

0,094

0,124

0,141

0,160

0,060

0,074

0,086

0,099

0,200 0,216 0,199 0,161 0,203 0,233

0,215 0,217 0,259 0,221 0,230 0,266

0,233 0,270 0,318 0,287 0,263 0,307

0,254 0,335 0,379 0,362 0,303 0,358

0,092 0,096 0,118 0,089 0,109 0,112

0,099 0,103 0,153 0,123 0,125 0,134

0,107 0,130 0,189 0,161 0,144 0,162

0,117 0,164 0,225 0,204 0,169 0,197

0,055 0,051 0,086 0,059 0,073 0,081

0,060 0,060 0,111 0,082 0,084 0,097

0,065 0,078 0,136 0,107 0,099 0,118

0,070 0,100 0,161 0,137 0,118 0,144

Šířka trhliny pro modelovou desku (pro Ecm)

❚

Tab. 2b

Crack width for the sample slab (pro Ecm)

Ø10/150, As=524 mm2 40 2,05 0,347

50 2,14 0,392

20 2,86 0,105

30 2,96 0,153

40 3,08 0,178

50 3,21 0,206

20 4,13 0,067

30 4,28 0,094

40 4,45 0,112

50 4,64 0,131

0,260

0,273

0,301

0,332

0,090

0,130

0,147

0,165

0,057

0,078

0,090

0,102

0,187 0,225 0,193 0,154 0,198 0,223

0,202 0,195 0,250 0,210 0,223 0,253

0,218 0,245 0,308 0,271 0,252 0,291

0,237 0,306 0,367 0,340 0,287 0,337

0,085 0,105 0,113 0,084 0,105 0,107

0,092 0,097 0,147 0,115 0,120 0,126

0,099 0,123 0,181 0,149 0,136 0,152

0,108 0,155 0,216 0,188 0,157 0,183

0,051 0,061 0,082 0,055 0,069 0,076

0,055 0,061 0,106 0,075 0,079 0,091

0,059 0,078 0,130 0,098 0,091 0,109

0,064 0,099 0,154 0,124 0,106 0,132

¿ ¯ f " max ²°0,26 ctm bd; 0,00013 bd²À, fyk ²Á ²±

Xs

Act ,

(24)

kde kc je součinitel, kterým se zohled❚

Ø12/100, As=1131 mm2

30 1,98 0,306

(23)

fct,eff

Ø10/100, As=785 mm2

20 1,90 0,260

As,min "

As,min " kc k

Ø12/100, As=1131 mm2

20 1,90 0,243

2/2014

❚

2


5Ø20, As=1571 mm2

20 4,33 0,162

Šířka trhliny pro modelovou desku (pro Ec,eff)


5Ø20, As=1571 mm2

30 4,43 0,204

Tab. 2b

Crack width for the sample beam (for Ec,eff)

5Ø16, As=1005 mm2

Šířka trhliny pro modelový trám (pro Ecm)



20 4,33 0,159

Tab. 2a

Tab. 1a

3Ø16, As=603 mm2

Tab. 1b

❚

Šířka trhliny pro modelový trám (pro Ec,eff)

❚

ňuje rozdělení napětí v průřezu bezprostředně před vznikem trhlin a změna ramene vnitřních sil (pro náš případ prostého ohybu kc = 0,4), k je součinitel vyjadřující účinek nerovnoměrného rozdělení vnitřních rovnovážných napětí vedoucí ke zmenšení sil vyplývajících z omezení přetvoření (uvažujeme k = 1), fct,eff odpovídá střední pevnos-


ti betonu v tahu v okamžiku vzniku trhlin (uvažujeme fct,eff = fctm), napětí ve výztuži je uvažováno hodnotou charakteristické meze kluzu betonářské oceli σs = fyk a Act reprezentuje taženou plochu betonu v okamžiku prvního očekávaného vzniku trhlin (pro náš případ Act = 0,5 bh). Dohromady se jedná celkem o dva75

❚


STANDARDS • QUALITY • CERTIFICATION Obr. 2 Šířka trhliny jako funkce tloušťky krycí vrstvy pro modelový trám ❚ Fig. 2 Crack width as a function of thickness of the cover layer in the sample beam

2

Obr. 3 Šířka trhliny jako funkce geometrického stupně vyztužení pro modelový trám ❚ Fig. 3 Crack width as a function of geometrical degree of reinforcement in the sample beam Obr. 4 Šířka trhliny jako funkce tloušťky krycí vrstvy pro modelovou desku ❚ Fig. 4 Crack width as a function of thickness of the cover layer in the sample slab Obr. 5 Šířka trhliny jako funkce geometrického stupně vyztužení pro modelovou desku ❚ Fig. 5 Crack width as a function of geometrical degree of reinforcement in the sample slab

3

náct typů trámů a dvanáct typů desek. Pro každý typ prvku výpočet proběhl dle osmi různých přístupů, vždy při použití efektivního i středního modulu pružnosti, celkem tedy 2 x 192 výpočtů šířky trhliny. VÝSLEDKY

Tab. 3 Minimální vyztužení s ohledem na limitní šířku trhliny with regard to the limit crack width

ČSN EN 1992-1-1 c [mm] smax [mm] smax/smax [%] As,min [mm2/m] As,min/As,min [%]

30 148 100 764 100

ρmin [‰]

2,89

76

❚

ČSN EN 1992-1-1 DIN EN 1992-1-1 Z 2014 30 30 160 163 108 110 707 694 92,5 90,8 2,68

2,63

Tab. 3

Minimum reinforcement

fib Model Code 2010 30 151 102 749 98,0 2,84

ACI 318-05 40 131 88,5 863 113 3,40

V tabulkách tab. 1a a tab. 2a jsou shrnuty výsledky výpočtu při použití efektivního modulu pružnosti. V tabulkách tab. 1b a tab. 2b jsou shrnuty výsledky výpočtu při použití středního modulu pružnosti. Z tabulek je patrný rozdíl výsledků při použití efektivního a středního modulu pružnosti betonu. Český Eurokód, původní i změněný, a německý Eurokód dávají větší šířky trhliny při použití středního modulu pružnosti. Experimentální/teoretické přístupy a americká norma dávají větší šířky trhliny při použití efektivního modulu pružnosti. fib Model Code se chová nejednoznačně. Obecně lze říci, že vliv záměny modulů pružnosti dává nejednoznačné výsledky. Pro zvýšení přehlednosti a pro určení typických závislostí se nabízí vykreslit vypočtené šířky trhliny do grafů v závislosti na tloušťce krycí vrstvy a v závislosti na geometrickém stupni vyztužení, který je daný vztahem (25) (obr. 2 až 5). Grafy jsou vykresleny z tabulek vypočítaných s efektivním modelem pružnosti. Legenda je pro všechny grafy stejná.


❚

2/2014


❚


4

• beton C30/37; • betonářská výztuž B500B; • tloušťka desky h = 300 mm; • průměr výztuže ∅ = 12 mm; • ohybový moment od kvazistálé kom-

binace zatížení M Eqp = 40 kNm/m; φ(t,t0) = 2 (použit Ec,eff ); stupeň vlivu prostředí XC2, XF1 dle ČSN EN 206-1 [9], tj. koroze vlivem karbonatace pro prostředí mokré, občas suché (XC2) a střídavé působení mrazu a rozmrazování pro prostředí mírně nasycené vodou, bez rozmrazovacích prostředků (XF1). Zvolená vstupní data tak odpovídají modelové desce. Nejprve je stanovena minimální tloušťka krycí vrstvy dle příslušného normového přístupu a následně je vypočtena maximální osová vzdálenost výztuže pro splnění limitní šířky trhliny dle příslušného normového přístupu. V tabulce tab. 3 jsou uvedeny výsledky výpočtu. Z tabulky jasně vyplývá, že celá problematika porovnání je komplexnější, než by na první pohled vyplývalo z grafů na obr. 2 až 5. Maximální vzdálenost výztuže ve srovnání s ČSN EN 19921-1 se pro daný příklad pohybuje od 88,5 do 110 %. Tomu odpovídají minimální množství výztuže od 90,8 do 113 %. Rozdíly v nutném stupni vyztužení jsou o poznání menší než rozdíly v šířce trhliny. To je dané nelineární závislostí šířky trhliny na stupni vyztužení. • součinitel dotvarování

5

DISKUSE VÝSLEDKŮ

W"

As bd

(25)

.

PŘÍKLAD

Než přistoupíme k vlastnímu porovnání jednotlivých přístupů, je nutné zmínit jednu zásadní skutečnost. Každý normový přístup většinou používá odlišné stanovení minimální tloušťky krycí vrst2/2014

❚

vy vzhledem k danému stupni agresivity prostředí, tzv. stupni vlivu prostředí. Proto je v této kapitole ilustrativně vypočteno množství výztuže daného průměru nutné pro splnění podmínek mezních stavů použitelnosti pro omezení šířky trhlin v daném prostředí pro železobetonovou desku namáhanou ohybovým momentem. Pro výpočet byly zvoleny tyto vstupní hodnoty:


V této kapitole je provedena diskuse výsledků ve dvou úrovních. Základní skutečnosti vyplývající z vykreslených grafů lze shrnout následovně (při použití efektivního modulu pružnosti betonu): 1) Z hlediska komplexních výsledků všech přístupů (platící pro trámy i pro desky): • Z grafů na obrázcích 2 a 4 je zřejmá přibližně lineární rostoucí závislost šířky trhliny na tloušťce krycí vrstvy. • Z grafů na obrázcích 3 a 5 je zřejmá nelineárně klesající závislost (exponenciální, hyperbolická) šířky trhliny na geometrickém stupni vyztužení. • S rostoucí tloušťkou krycí vrstvy roste absolutní rozptyl výsledků jednotlivých přístupů. Tato skutečnost se více projevuje u desek než u trámů. • S rostoucím geometrickým stupněm vyztužení roste absolutní roz77


❚


Literatura: [1] ČSN EN 1992-1-1: Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby. Český normalizační institut, 2005 [2] DIN EN 1992-1-1: Eurocode 2: Bemessung und Konstruktion von Stahlbeton und Spanbetontragwerken – Teil 1-1: Allgemeine Bemessunssregeln und Regeln für den Hochbau. Deutsches Institute für Normung, 2011 [3] fib Model Code for Concrete Structures 2010, fib – International Federation for Structural Concrete, 2013 [4] CEB-FIP Model Code 1990, Thomas Telford Ltd., CEB Bulletin No. 213/214, 1993 [5] ACI 318-05 and Commentary ACI 318R-05: Building Code Requirements for Reinforced Concrete, American Concrete Institute, Detroit, 2005

ptyl výsledků jednotlivých přístupů. Tato skutečnost se též více projevuje u desek než u trámů. 2) Z hlediska rozdílů mezi jednotlivými přístupy: • Největších šířek trhliny u trámů dosahují výpočty zejména dle ACI 318-05 a poté dle fib Model Code 2010 (pro menší geometrický stupně vyztužení). • Největších šířek trhliny u desek dosahují výpočty zejména dle ACI 318-05 a poté dle ČSN EN 19921-1 (pro menší geometrický stupně vyztužení). • Nejmenších šířek trhliny u trámů dosahují výpočty zejména dle DIN EN 1992-1-1 a poté dle ČSN EN 1992-1-1 Z2014 (pro menší krytí a menší geometrický stupeň vyztužení). • Nejmenších šířek trhliny u desek dosahují výpočty dle DIN EN 19921-1 (zejména pro větší krytí). • Šířka trhliny dle DIN EN 1992-1-1 se u desek i u trámů s větším krytím výrazně odchyluje od ostatních přístupů. Tato skutečnost se ve větší míře projevuje pro větší geometrický stupeň vyztužení. • Šířka trhliny dle fib Model Code 2010 vykazuje velmi nestejnorodé chování při porovnání trámů a desek a také při porovnání různých úrovní zatížení. Vzhledem k tloušťce krycí vrstvy se nechová monotónně. Tyto skutečnosti vyplývají z toho, že fib Model Code 2010 nepožaduje splnění nerovnosti dané vztahem (3). • Šířka trhliny dle ČSN EN 1992-1-1 Z2014 vykazuje oproti ČSN EN 1992-1-1 výrazný pokles a víc se přibližuje k DIN EN 1992-1-1, avšak se zachováním vlivu tloušťky krycí vrstvy, kterou německá norma zanedbává. • Všechny tři experimentální/teore78

[6]

[7]

[8]

[9]

Gergely P., Lutz L. A.: Maximum Crack Width in RC Flexural Members, Causes, Mechanisms and Control of Cracking in Concrete, SP-20, American Concrete Institute, 1968, str. 97–117 Oh B. H., Kang Y. J.: New Formulas for Maximum Crack Width and Crack Spacing in Reinforced Concrete Flexural Members, ACI Structural Journal 84 (2), Detroit, 1987, str. 103–112 Frosch R. J.: Another Look at Crack and Crack Control in Reinforced Concrete, ACI Structural Journal 96 (3), 199, str. 437–442 ČSN EN 206-1: Beton – Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda, Český normalizační institut, 2001

tické přístupy dávají výsledky ležící uvnitř oblasti obklopené „extrémními“ normovými přístupy až na výjimky (Gergely, Lutz pro malé krytí a malý geometrický stupeň vyztužení). • Největších šířek trhliny z experimentálních/teoretických přístupů udává Frosch u trámů pro vyšší krytí i u desek a Oh, Kang u trámů pro menší krytí. • Nejmenší šířku trhliny z experimentálních/teoretických přístupů udává Gergely, Lutz pro menší krytí a Oh, Kang pro větší krytí. • Šířka trhliny dle Oh, Kang roste nejpomaleji v závislosti na tloušťce krycí vrstvy. • Šířka trhliny roste nejrychleji dle Frosch pro trámy a dle Gergely, Lutz pro desky. Tyto závěry platí pouze pro sledovaný rozsah tloušťky krycí vrstvy a geometrického stupně vyztužení. Z ÁV Ě R

V textu bylo popsáno srovnání výpočtu šířky trhliny od mechanického zatížení dle pěti normových doporučení a tří experimentálních/teoretických přístupů. Srovnání proběhlo na modelovém trámu a modelové desce vždy pro tři různé geometrické stupně vyztužení a pro čtyři různé tloušťky krycí vrstvy, vždy při použití efektivního a středního modulu pružnosti betonu. Celkem se jedná o 2 x 192 výpočtů šířky trhliny. Výsledky jsou přehledně shrnuty v tabulkách a v grafech závislostí šířky trhliny na tloušťce krycí vrstvy a na geometrickém stupni vyztužení. S ohledem na minimální množství výztuže na šířku trhliny se často diskutuje konzervativnost českého Eurokódu oproti německému Eurokódu. Z uvedeného příkladu je patrné, že úspora výztuže není tak veliká, jak by na první pohled vyplývalo z velkých rozdílů

šířky trhlin na obrázcích (obr. 2 až 5). Zanedbání vlivu krycí vrstvy německým Eurokódem se nezdá být vhodné, přinejmenším s ohledem na experimentální zkušenost. Dále také proto, že šířku trhliny počítáme na povrchu betonu, a ta je tak ovlivněna vzdáleností výztuže a povrchu betonu. Proto byl v prověřované variantě změny českého Eurokódu vliv krycí vrstvy zachován. Stanovení a omezení šířky trhliny jsou důležité součásti mezních stavů použitelnosti. Vzhledem k velkým rozdílům mezi jednotlivými přístupy, ať už normovými nebo experimentálními/teoretickými, je jasné, že šířku trhliny nelze stanovit jednoznačně. To vyplývá z fyzikální podstaty vzniku a šíření trhliny v betonových konstrukcích. Tento jev je totiž silně stochastický, tedy náhodný a ovlivněný velkým množstvím okolností. Proto je nutné vnímat vypočtenou šířku trhliny nikoliv jako fyzikální skutečnost, ale spíše jako jakousi reprezentativní hodnotu, která se porovnává s limitní hodnotou, pro zajištění daného kritéria. Tato reprezentativní a limitní hodnota jsou tak vzájemně spjaty a nelze je vnímat odděleně.

Ing. Marek Vinkler e-mail: [email protected]

prof. Ing. Jaroslav Procházka, CSc. e-mail: jaroslav.prochazka @fsv.cvut.cz oba: Katedra betonových a zděných konstrukcí Fakulta stavební, ČVUT v Praze Thákurova 7, 166 29 Praha 6



❚

2/2014

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

REŠERŠE ZE ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ E N V I R O N M E N TA L P R O D U C T D E C L A R AT I O N F O R C O N C R E T E – P R A C T I C A L I M P L E M E N TAT I O N

SILAGE SILOS – IMPROVING CONCRETE DURABILITY

Alice Becke, Ceyda Sülün

Barbara Leydolph, Steffen Schiecke, Ulrich Palzer, Thorsten Hagedorn

Investoři stále častěji obracejí svou pozornost na určení parametrů udržitelnosti budov. K tomuto účelu byl vyvinut certifikační systém, v rámci kterého se konstrukce uvažuje v celém životním cyklu a je posuzováno velké množství různých charakteristik (kritérií). Úvahy o vhodně zvoleném materiálu konstrukce a použitých technologiích by měly probíhat na začátku projektového cyklu. Proto je potřeba, aby pro jednotlivé stavební materiály a stavební postupy byly připraveny předem tzv. Environmental product declaration (EPD). Článek informuje o společném dvouletém úsilí německých svazů a organizací činných v betonovém stavitelství, jehož výsledkem je stanovení EPD pro šest nejčastěji používaných pevnostních tříd betonu v Německu, tj. C20/25 až C50/60. UMWELT-PRODUKTDEKLARATION nach ISO 14025 und EN 15804

Deklarationsinhaber

InformationsZentrum Beton GmbH

Herausgeber

Institut Bauen und Umwelt e.V. (IBU)

Programmhalter

Institut Bauen und Umwelt e.V. (IBU)

Deklarationsnummer

EPD-IZB-2013461-D

Ausstellungsdatum

26.07.2013

Gültigkeit

25.07.2018

Beton der Druckfestigkeitsklasse C 50/60

InformationsZentrum Beton GmbH

www.bau-umwelt.com

(EPD pro jednotlivé třídy betonu jsou volně dostupné na www.bau-umwelt.de, pozn. redakce) Becke A., Sülün C.: Environmental Product Declaration for concrete – practical implementation, BFT International 02-2014, str. 51–53

U N T E R S U C H U N G E I N E R 5 0 J A H R E A LT E N S PA N N B E T O N B R Ü C K E Z U R G E N A U I G K E I T S STEIGERUNG VON LEBENSDAUERPROGNOSEN David Sanio, Mark Alexander Ahrens, Sonja Rode, Peter Mark

Požadavky na stávající infrastrukturu stále vzrůstají. Konstrukce a zejména mosty musí odolávat mnohem vyššímu zatížení oproti tomu, které bylo uvažováno v době projektu nebo výstavby. Během inspekcí a posuzování poškození se potvrdilo, že právě přetěžování je příčinou vážných poškození některých mostů. To vedlo k vytvoření a přípravě výzkumného projektu zaměřeného na zpřesňování prognóz životnosti stávajících mostních konstrukcí v nových podmínkách zatížení. Experimentální a numerické metody prognózování byly ověřovány na 50 let starém předpjatém betonovém mostu v Düsseldorfu. Dlouhodobá měření přetvoření (betonu i předpínacích kabelů), materiálové zkoušky a zatěžovací zkoušky byly porovnávány s teoretickými výsledky. Získané poznatky ukázaly, jak nakládat s nejistotami v predikcích zbytkové životnosti konstrukcí a jak je systematicky snižovat.

Posouzení odolnosti koroze různých stavebních materiálů se stále častěji zaměřuje na oblasti, kde dochází k jejich poškození působením síry a jejích sloučenin pocházejících z biologických produktů. Bioplyn je dnes chápan jako udržitelný zdroj energie. Jeho produkce vyžaduje množství silážních objektů, v kterých probíhají chemické procesy přeměny biologických vstupních materiálů, při kterých dochází k uvolňování plynu. Kyselé výstupní produkty poškozují konstrukce silážních sil. Článek popisuje výzkum uskutečněný na IAB Weimar gGmbH. Na vybraném skutečném silu byly měřeny změny teploty během silážního procesu, zkoušeny vzorky fermentačních substrátů, aby bylo možno podrobně popsat průběh chemického napadení. Získané údaje byly využity ve zkrácené simulaci zatížení konstrukce chemickým zatížením a postupu jejího poškozování. V závěru výzkumu byla do skutečných podmínek, tj. do skutečného sila, instalována 70 m dlouhá stěna postavená z prefabrikovaných prvků, které byly vyrobeny z různých betonových směsí, běžných i optimalizovaných. Výsledky měření a pozorování in-situ byly porovnávány s výsledky simulací korozivních procesů a laboratorních zkoušek. Leydolph B., Schiecke S., Palzer U., Hagedorn T.: Silage silos – Improving concrete durability, BFT International 02-2014, str. 86–88

ERNEUERUNG DES GLEISTRAGWERKS A M G Ö LT Z S C H TA LV I A D U K T – 160-JÄHRIGE GEWÖLBEBRÜCKE E R H Ä LT E I N E N M O D E R N E N FA H R W E G FÜR DEN ELEKTRIFIZIERTEN EISENBAHNVERKEHR Thomas Bösche, Lutz Buchmann, Matthias Sieber, Karl-Heinz Döring

Vzhledem k plánované elektrifikaci trati z Reichenbachu do Hofu musely Deutsche Bahn zajistit i rozšíření a zpevnění 160 let starého železničního viaduktu Göltzschtal. Navržená konzolová betonová konstrukce musí vyhovět podmínkám moderních tratí s návrhovou rychlostí 160 km/h. K tomu bylo třeba se vyrovnat s představami a požadavky památkářů, neboť se jedná o historickou památku. Konflikt mezi požadavky moderní infrastruktury a požadovanou ochranou historického dědictví vyústil v zajímavé kompromisní řešení.

Sanio D., Ahrens M. A., Rode S., Mark P.: Untersuchung einer

Bösche T., Buchmann L., Sieber M., Döring K.-H.: Erneuerung

50 Jahre alten Spannbetonbrücke zur Genauigkeitssteigerung

des Gleistragwerks am Göltzschtalviadukt – 160-jährige Gewölbebrücke

von Lebensdauerprognosen, Beton- und Stahlbetonbau,

erhält einen modernen Fahrweg für den elektrifizierten Eisenbahnverkehr,

109 (2014), Heft 2, str. 128–137

Beton- und Stahlbetonbau, 109 (2014), Heft 2, str. 88–95

Innovative Solutions – Benefiting Society 12TH INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON CONCRETE ROADS 2014 September 23–26, 2014 | Prague, Czech Republic Rádi bychom se s vámi setkali v Praze na 12th International Symposium on Concrete Roads 2014. Snížená sazba za registrační poplatek je možná pouze při zaregistrování se do 30. dubna 2014. Více informací naleznete na www.concreteroads2014.org. ISCR2014_inz180x37.indd 1

2.4.14 14:37

❚

79

2/2014


AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR MOSTY 2014 19. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 24. a 25. dubna 2014, 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

SANACE 2014 24. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 22. a 23. května 2014, Brno • Stavební průzkum, diagnostika, projektování, monitoring • Sanace a zesilování betonových konstrukcí – metody – technologické postupy – příklady • Statická spolehlivost objektů a aplikace principů trvale udržitelného rozvoje • Vady a poruchy betonových konstrukcí, kvalita a trvanlivost sanací • Technické, ekonomické, legislativní a ekologické aspekty sanací betonových konstrukcí • Pokročilé materiály a technologie pro sanace betonu Kontakt: www.sanace-ssbk.cz

CONCRETE ROADS 2014 12. mezinárodní sympozium

PH.D. SYMPOZIUM IN CIVIL ENGINEERING 10. mezinárodní sympozium

CONFERENCE OF ASIAN CONCRETE FEDERATION 6. mezinárodní konference

Termín a místo konání: 21. až 23. července 2014, Quebec, Kanada • Structural analysis and design • Innovative structural systems • Advanced materials • Sustainability and cost efficiency • Strengthening and repair • Monitoring • Non-Destructive testing • Durability Kontakt: www.fib-phd.ulaval.ca

Termín a místo konání: 21. až 24. září, Seoul, Korea • Concrete structures • Concrete materials and technologies • Maintenance, monitoring, repair and strengthening • Sustainability • Construction and engineering • Recent research and related topics Kontakt: www.acf2014.kr

FIBRE REINFORCED CONCRETE: FROM DESIGN TO STRUCTURAL APPLICATION 2. mezinárodní frc workshop (1. aci-fib joint workshop) Termín a místo konání: 24. až 25. července 2014, Montreal, Quebec, Kanada • Design specifications for structural applications • Structural applications • Non structural and underground elements Kontakt: www.polymtl.ca/frc2014

NORDIC CONCRETE RESEARCH 22. 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

Termín a místo konání: 13. až 15. srpna 2014, Reykjavik, Island • Rheology, Self Compacting Concrete, Admixtures, Mix design, Modeling, Sustainability, Aggregates, Additives, Carbonation, Chlorides, Corrosion, Use of fibres, Structural Behaviour, Shrinkage and Cracking, Testing and Durability Kontakt: www.nordicconcrete.net

CCC 2014 10. Středoevropský betonářský kongres

ENGINEERING FOR PROGRESS, NATURE AND PEOPLE 37. IABSE sympozium

Termín a místo konání: 1. a 2. října 2014, Liberec • New projects in Central European infrastructure network • Concrete structures corresponding to present-day economic conditions • Advanced structural systems and technologies in buildings, industrial and water construction • Affordable and energy saving concrete buildings • Concrete and hybrid structures successfully integrated into environment • Worthwhile impulses from outside the Central European region Kontakt: www.cbsbeton.eu

21. BETONÁŘSKÉ DNY 2014 konference s mezinárodní účastí Termín a místo konání: 26. a 27. listopadu 2014, Hradec Králové Kontakt: www.cbsbeton.eu

ZAHRANIČNÍ KONFERENCE A SYMPOZIA CONCRETE AND REINFORCED CONCRETE – GLANCE AND FUTURE 3. mezinárodní konference Termín a místo konání: 12. až 16. května 2014, Moskva, Rusko Kontakt: http://concrete2014.mgsu.ru/en/

CONCRETE INNOVATION CONFERENCE – CIC 2014 mezinárodní konference Termín a místo konání: 11. až 13. června 2014, Oslo, Norsko • Environmentally friendly concrete structures • Efficient construction • Structural design and structural performance • Prolongation of service life Kontakt: www.cic2014.com

ANALYTICAL MODELS AND NEW CONCEPTS IN CONCRETE AND MASONRY STRUCTURES – AMCM 2014 8. mezinárodní konference Termín a místo konání: 16. až 18. června 2014, Wroclaw, Polsko Kontakt: www.amcm2014.pwr.wroc.pl

80

Termín a místo konání: 3. až 5. září 2014, Madrid, Španělsko • Innovative design concepts • Sustainable infrastructures • Major projects and innovative structures and materials • Analysis • Forensic structural engineering • Construction • Operation, maintenance, monitoring, instrumentation • Education and ethics • Cooperation and development projects Kontakt: www.iabse.org/madrid2014

APPLICATION OF SUPERABSORBENT POLYMERS AND OTHER NEW ADMIXTURES IN CONCRETE CONSTRUCTION mezinárodní konference Termín a místo konání: 14. až 17. září, TU Drážďany, Německo • Rheology • Shrinkage and shrinkage-induced cracking • Mechanical properties • Durability, • Chemical and further approaches to characterize the working mechanisms and improve their performance Kontakt: e-mail: [email protected]

INNOVATION & UTILIZATION OF HIGH-PERFORMANCE CONCRETE 10. mezinárodní fib sympozium Termín a místo konání: 16. až 18. září 2014, Peking, Čína • Concrete durability • Self-compacting concrete • Fibre reinforced concrete • Seismic design and construction • Concrete Sustainability • Ultra-high performance concrete Kontakt: www.hpc-2014.com

CONSTRUCTION MATERIALS AND STRUCTURES mezinárodní konference Termín a místo konání: 24. až 26. listopadu 2014, Johannesburg, Jižní Afrika • Materials and characterisation • Performance and service life of structures • Durability of construction materials • Sustainability and the environment Kontakt: http://iccmats-uj.co.za/

ELEGANCE IN STRUCTURE IABSE konference Termín a místo konání: 13. až 15. května 2015, Nara, Japonsko • Elegant Structures • Historical Structures • Aesthetic Design • New Application of Materials to Structure • Innovations of Analysis, Design, and Construction • Smart Solutions to Mitigate Natural Disasters • New Technological Advances on Sustainability • New Structural Form Kontakt: www.iabse.org/Nara2015

CONCRETE – INNOVATION AND DESIGN fib symposium Termín a místo konání: 18. až 20. května 2015, Kodaň, Dánsko Kontakt: www.fibcopenhagen2015.dk

NANOTECHNOLOGY IN CONSTRUCTION – NICOM5 5. mezinárodní symposium Termín a místo konání: 24. až 26. května 2015, Chicago, USA Kontakt: www.nicom5.org

CONCRETE REPAIR, REHABILITATION AND RETROFITTING – ICCRRR 2015 4. mezinárodní konference Termín a místo konání: 5. až 7. října 2015, Liepzig, Německo Kontakt: e-mail: [email protected]

CONCRETE SPALING DUE TO FIRE EXPOSURE 4. mezinárodní workshop Termín a místo konání: 8. až 9. října 2015, Liepzig, Německo Kontakt: e-mail: [email protected]

fib SYMPOSIUM Termín a místo konání: 21. až 23. listopadu 2016, Cape Town, Jižní Afrika Kontakt: bude oznámen

fib SYMPOSIUM Termín a místo konání: 13. až 17. června 2017, Maastricht, Nizozemsko Kontakt: bude oznámen

fib CONGRESS 2018 Mezinárodní fib kongres Termín a místo konání: 6. až 12. října 2018, Melbourne, Austrálie Kontakt: www.fibcongress2018.com


❚

2/2014

I TADY MŮŽE BÝT VAŠE INZERCE ! FORMÁTY ❚ 210 x 297 mm rozměry všech inzerátů jsou čisté (po ořezu) + na spad je třeba přidat dalších 5 mm

FORMÁT A4 čistý formát 210 x 297mm (po ořezu) + spad 5 mm

102,5 x 259 mm

87,5 x 259 mm

1/2 A4 vpravo na spad

1/2 A4

A4

1/2 A4

A4 vpravo na spad

A4


1/2 A4

195 x 259 mm

180 x 259 mm

195 x 127,5 mm

180 x 127,5 mm

71,7 x 259 mm

56,7 x 259 mm

102,5 x 127,5 mm

87,5 x 127,5 mm


1/3 A4


1/4 A4 1/4 A4

1/3 A4 1/3 A4 vpravo na spad


1/3 A4

1/8 A4 1/8 A4

195 x 86,5 mm

102,5 x 65,8 mm

180 x 86,5 mm

87,5 x 65,8 mm

CENÍK ❚ Formát A4 A4 A4 1/2 A4 1/3 A4 1/4 A4 1/8 A4

Umístění 4. strana obálky 3. strana obálky vnitřní strana vnitřní půlstrana (na šířku / na výšku) vnitřní třetina strany (na šířku / na výšku) vnitřní čtvrtstrana (na šířku / na výšku) inzerát nebo tisková zpráva propagační článek – za každou celou stranu vklad vlastních propagačních materiálů

Cena v Kč 80 000,50 000,35 000,20 000,15 000,12 000,8 000,30 000,8 000,-

SLEVY: při opakování inzerátu v rámci ročníku . . . . . . . . . . . . . . . . . -10 % pro členy SVC ČR, SVB ČR, ČBS a SSBK . . . . . . . . . . . . . -15 % Jiné možnosti či kombinace po dohodě s redakcí. Při objednání firemní prezentace do konce ledna další sleva . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . -10 % PŘIRÁŽKY: přesné umístění . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . +10 % grafické zpracování . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . +10 %

Ceny jsou uvedeny bez DPH. Způsob placení: inzerce a PR články jsou placeny na základě faktury vystavené po jejich vytištění v časopise. Klient obdrží současně s fakturou dva výtisky časopisu, v případě zájmu lze přiobjednat větší množství.

PŘÍJEM INZERCE ❚ Beton TKS, s. r. o., Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 tel.: 604 237 681, e-mail: [email protected]

www.betontks.cz

6'58ë(1®3526$1$&( %(72129¾&+.216758.&® SRĒÂGÂ;;,9PH]LQÂURGQÎV\PSR]LXP

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

ZZZVVENF]

2014 TECHNOLOGIE BETON V EXTREMNÍCH PODMÍNKÁCH

Recommend Documents