M O S T Y

4/2007

MOSTY

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

ZAVĚŠENÝ

U

7 0 / LT

6/ L

ETMO BETONOVANÝ MOST

PŘES ÚDOLÍ

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

SILNICI

I/7

HAČKY NA U CHOMUTOVA

ŘEŠENÍ

NÁVRHŮ

MOSTŮ S RŮZNOU

EONARDO

/20

FERNÁNDEZ

ROYANO

/64

MATERIÁLOVOU SKLADBOU

13/ M

ĚSTSKÝ OKRUH,

BALABENKA– ŠTĚRBOHOLSKÁ RADIÁLA

STAVBA

3 8 / N– E

OVÉ SPOJENÍ STAKÁDA

PŘES

MASARYKOVO NÁDRAŽÍ

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

LABE NYMBURKA

MOST PŘES

MONOLITICKÉ BETÓNOVÉ ZVODIDLÁ NA CESTÁCH

SR

/34

Ročník: sedmý Číslo: 4/2007 (vyšlo dne 13. 8. 2007) Vychází dvouměsíčně Vydává BETON TKS, s. r. o., pro: Svaz výrobců cementu ČR Svaz výrobců betonu ČR Českou betonářskou společnost ČSSI Sdružení pro sanace betonových konstrukcí

OBSAH

V LIV

ÚVODNÍK

A DE F OR MAC E OB LOU KOVÉ HO MOSTU

Milan Kalný

/2

Eva Karasová

/54

/4

V ÝZKU M C HOVÁN Í SPŘ AHOVAC Í LIŠT Y Jan Mareček, Peter Chromiak, Jiří Studnička, Jan Samec

/58

P R O F I LY NOVÁK&PARTNER, S . R . O .

STAV E B N Í

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

P OSTU PU V ÝSTAVBY NA V Ý V OJ NAMÁHÁN Í

SOFT WARE

KONSTRUKCE

L ETMO B ETO N OVAN Ý MOST PŘ ES Ú DO LÍ H AČ KY Petr Souček, Josef Richtr, Robert Achs /6 M ĚST SKÝ OKR U H , STAVBA B AL AB E N K A – Š TĚ R BOHOLSK Á R AD IÁL A Michal Hrdlička, Petr Hanuš, Martin Daniel/ 1 3 E KOLOG IC KÉ MOST Y NA DÁL N IC Í C H D8 Roman Lenner, František Hanuš, Vladimír Engler, David Křemeček

A

D11

Ř EŠE N Í

NÁVR H Ů MOSTŮ S R ŮZNOU

MATE R IÁLOV OU SKL ADBOU

/64

Libor Švejda

NOR MY •

JAKOST

•

CERTIFIK ACE

ČSN EN 1990/A1 E U RO KÓD : Z ÁSA DY NAVR HOVÁN Í KON STR U KC Í – P Ř Í LO HA A2 Marie Studničková

Redakční rada: Doc. Ing. Vladimír Benko, PhD., Luděk Bogdan, Doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc., Ing. Zdeněk Gärtner, Ing. Jan Gemrich, Prof. Ing. Petr Hájek, CSc. (předseda), Doc. Ing. Leonard Hobst, CSc. (místopředseda), Ing. Jan Hutečka, Ing. arch. Jitka Jadrníčková, Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc., Ing. Milan Kalný, Ing. arch. Patrik Kotas, Ing. Jan Kupeček, Ing. Pavel Lebr, Ing. Milada Mazurová, Doc. Ing. Martin Moravčík, Ph.D., Ing. Hana Némethová, Ing. Milena Paříková, Petr Škoda, Ing. Ervin Severa, Ing. arch. Jiří Šrámek, Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA, Prof. Ing. RNDr. Petr Štěpánek, CSc., Ing. Michal Števula, Ph.D., Ing. Vladimír Veselý, Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc. Grafický návrh: DEGAS, grafický ateliér, Heřmanova 25, 170 00 Praha 7

/68

/16

SPEKTRUM

Ilustrace na této straně: Mgr. A. Marcel Turic Sazba: 3P, s. r. o., Staropramenná 21, 150 00 Praha 5

Z AVĚ ŠE NÝ MOST PŘ ES L AB E U N YM B U R K A Milan Kalný, Václav Kvasnička, Pavel Němec, Antonín Brnušák

/20

L EONAR DO F E R NÁ N DE Z T ROYANO Karel Dahinter

/70

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

P ADESÁT LET P ROF . I NG . J ANA L. V ÍTK A , CS C .

/26

O DBOR NÁ EXKU RZE IRSKO 2007 Vlastimil Šrůma

/78

Adresa vydavatelství a redakce: Beton TKS, s. r. o. Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 www.betontks.cz

/76

Redakce, objednávky předplatného a inzerce: tel.: 224 812 906 e-mail: [email protected] [email protected]

E STA K ÁDA A PLOŠI NA U T E R M I NÁ LU S EVE R V P R AZ E -R UZYN I – PRVN Í ROK PROVOZU Jan Komanec

M AT E R I Á L Y

LETIŠTĚ

/28

/30

– E STA K ÁDA PŘ ES M ASA RYKOVO – P OD PĚ R NÁ KON STR U KC E A B E DN Ě N Í Miloslav Mihál /38 SP OJ E N Í

NÁDR AŽÍ

Ú Č I N KY M R AZ U NA B ETON Břetislav Teplý, Pavel Rovnaník

VĚDA

ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ KON FE R E NC E A SYM P OZ IA

FIREMNÍ

MOSTN ÍC H

M ONOLITIC KÉ B ETÓNOVÉ ZVODI DL Á NA C ESTÁC H SR Igor Halaša, František Lenárd, Pavel Viskup/ 3 4 N OVÉ

REŠERŠE

S E M I NÁ Ř E ,

A TECHNOLOGIE

K ONC E P C E ŽIVOTNOSTI Z ÁVĚSŮ SSI 2000 Pavel Smíšek

AKTUALITY

/42

A VÝZKUM

S TĚ NOVÁ TU HOST DESKY MOSTN ÍC H KON STR U KC Í Jaroslav Navrátil, Stanislav Martinec /46

/80

P R E Z E N TAC E

MINELCO PONTEX VSL LIAS Vintířov BETONRACIO Ing. Sofrware Dlubal BETOSAN Mott MacDonald HALFEN-DEHA Agrotec RIB NEKAP Červenka Consulting SMP CZ MABA PREFA Železárny Annahütte

BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

/3 /27 /31 /32-33 /35 /37 /37 /53 /55 /57 /67 /67 /69 /77 /79 /4 .

Roční předplatné: 540 Kč (+ poštovné a balné 6 x 30 = 180 Kč), cena bez DPH 630 Skk (+ poštovné a balné 6 x 35 = = 210 Skk), cena bez DPH Vydávání povoleno Ministerstvem kultury ČR pod číslem MK ČR E-11157 ISSN 1213-3116 Podávání novinových zásilek povoleno Českou poštou, s. p., OZ Střední Čechy, Praha 1, čj. 704/2000 ze dne 23. 11. 2000 Za původnost příspěvků odpovídají autoři. Označené příspěvky byly lektorovány. Foto na titulní straně: Most přes údolí Hačky, foto: Ing. Petr Popsimov BETON TKS je přímým nástupcem časopisů Beton a zdivo a Sanace.

STRANA OBÁLKY

4/2007

1

ÚVODNÍK EDITORIAL

O

DOJMECH A PŘEDSTAVÁCH Milé čtenářky, vážení čtenáři,

domnívám se, že rok je dostatečně dlouhá doba, abychom zaregistrovali smysl a směr našeho pohybu. Na takhle dlouhé cestě jsou určitě příležitosti zastavit se, podívat se kolem nebo ohlédnout zpátky a ověřit si, že se netočíme v kruhu, že nejdeme do slepé uličky. Pokud denně procházíte stejnou cestou, jistě si všimnete všech příznivých i špatných změn. Támhle je opravená fasáda, jinde vysazen nový strom, tady jedeme po nové silnici, zde nás zvou na zajímavou akci. Když však jde o věcí obecné, nejsem si tak jistý. Je dobré mít občas odstup a posoudit, jaké to je jinde, něčím se inspirovat a jinému se vyhnout. Jednou ročně dává Česká betonářská společnost svým členům a příznivcům příležitost vyjet na odbornou exkurzi do světa a porovnat dosaženou úroveň ve svém oboru i všeobecně ve společnosti. Tentokrát bylo cílem Irsko. Je to země mladá, otevřená, ambiciózní a veskrze úspěšná. Chrání své pradávné keltské kořeny i kulturu a evidentně našla své místo a vytvořila si nový image v dnešním globalizovaném světě mezi daleko silnějšími národy. Hlavní silou na této cestě jsou znalosti a schopnosti čtyř milionů obyvatel. Dříve tu vládla chudoba, o živobytí bylo třeba umět se denně rvát, hodně talentů odešlo za lepším za oceán. Irové nyní patří mezi nejbohatší v Evropě, ale své bohatství nedávají nijak okázale najevo. Jen občas se setkáte s oprávněnou národní hrdostí, ale jinak vidíte rutinní činorodost a přiměřenou spokojenost. Za vším lze tušit fungující systém, tvrdou každodenní práci a schopné vedení politickou elitou. Pár postřehů a porovnání, které mě opravdu zaujaly. V Banagheru jsme navštívili prosperující prefu, kterou po bankrotu v 90. letech znovu rozeběhla skupina zdejších nadšenců. Je vidět, že bankrot může velmi dobře fungovat jako ekonomická očista a nová příležitost pro rozvoj. I malá samostatná jednotka s kvalitními výrobky si umí najít místo mezi konkurencí na trhu. To u nás není samozřejmé. Nová universita v Limericku dokládá důležitost a váhu, kterou přisuzuje irská společnost vysoké úrovni vzdělání pro nejširší vrstvy. Regionální universitu založenou v roce 1972 dnes navštěvuje přes 10 000 studentů. Financování rozvoje university a zajištění kvalitní výuky bylo spolufinancováno z půjček Světové banky a EIB spolu s dotacemi z evropských fondů. Kdo zná přísné podmínky tohoto financování a pokračující ochotu bank půjčovat zde peníze, usoudí, že prostředky byly zřejmě využity smysluplně a transparentně. Nakonec je to vidět na první pohled, universitní kampus je střízlivý, jednoduchý a rozmanitý současně, skvěle přizpůsobený přírodnímu prostředí. Velmi dobrá inspirace pro naše politiky, úředníky a developery. Snaha na všem rychle vydělat tu asi nebyla tou hlavní motivací. Irské hospody s kvalitním pivem a whisky patří podobně jako u nás k místnímu koloritu a jsou často centrem zábavy, kulturního a společenského života. Jsou to veřejné prostory, a tak zde loni byl zaveden zákaz kouření, který se bez výjimky dodržuje. Zřejmě to neohrozilo návštěvnost, tržby hospodských, ani individuální a skupinová práva. Je vidět, že právo v Irsku platí a jeho dodržování je 2

důsledně kontrolováno a vymáháno. Nedovedu si podobnou situaci představit v našem prostředí. Zákony a pravidla dobrého chování jako první obvykle zpochybňují a nedodržují ti, kteří mají tvorbu a kontrolu legislativy v náplni práce. Sport, kultura a ochrana vlastní minulosti je v Irsku věcí národní hrdosti a cti. Veřejnost a firmy podporují a sponzorují tyto aktivity nejenom kvůli reklamě, ale hlavně z přesvědčení. Vybudování národního stadionu Croke Park v Dublinu bylo příležitostí pro všechny zúčastněné. Ale zdá se, že uvedení jména na pamětní desce tu má větší hodnotou než zisk. V podmínkách Česka se formální kontrole finančních toků určitě věnuje opakovaně dostatečná pozornost, ale odpovědnost za strategické rozhodování v horizontu delším než jedno volební období postrádáme. Bohužel máme mnohá rozhodnutí, kde chybějící vizi a koncepci nahradily individuální nebo úzce skupinové zájmy a komerční tlaky. Nedotažená legislativa a její nedodržování jsou limitující pro zdravý rozvoj společnosti a podnikání. V Irsku tomu tak zřejmě není. Soutěž o získání zakázek je v Irsku velmi tvrdá, ale otevřená a transparentní. Na trhu běžně působí firmy z Británie, Německa, Španělska, ale i z Japonska, mezi jejich zaměstnanci se najdou pracovníci z evropských i jiných zemí. Významné stavby se často zadávají systémem design-and-build, neboť tento postup umožňuje lepší kontrolu nákladů. Na prestižních projektech se podílí vyzvaní renomovaní architekti a inženýři, kteří za sebou mají úspěšné realizace ve světě, ale i oni, než dostanou svobodu volně tvořit a důvěru klienta, musejí splnit zadání a přesvědčit soutěžní porotu. Porovnejme tento režim s obvyklou praxí v Česku. Úspěšně dotažené soutěže na projekty jsou spíše výjimečné. Zadávací podmínky obsahují často rozpory a soutěžní poroty vybírají vítězné návrhy obvykle mezi zcela vybočujícími nebo prakticky nerealizovatelnými projekty. Ani profesionálně zdatná porota není zárukou hladké realizace vybraného projektu. Příkladem je nedávná soutěž na Národní knihovnu na Letné. Jde o jednu ze základních veřejných budov se symbolickým významem, inspirativním prostředím a náročnými technologickými požadavky na moderní provoz, která doposud v kulturní infrastruktuře hlavního města chyběla. Vysoce kvalifikovaná mezinárodní porota určila vítězem soutěže tým architekta Jana Kaplického a označila jeho návrh za jedinečný, vzrušující, moderní a přitažlivý. Je až nepochopitelné, kolik emocí toto rozhodnutí vyvolalo u velké části veřejnosti, politické reprezentace, ale i mezi architekty. Jan Kaplický má nejen vizi a promyšlenou koncepci, ale také zastává přesvědčivou celoživotní kontinuitu tvůrčích principů a názorů, a dokázal si získat světové uznání za přínos organické architektuře inspirované moderními technologiemi. Avšak v malém Česku se světový úspěch neodpouští. Naopak v ještě menším Irsku by ho asi uznání neminulo. Irsko dokázalo plně využít podporu z Evropské unie pro nastartování vlastního rozvoje. Jsou příležitosti, které se už nemusí opakovat, a záleží hlavně na zvolené a jmenované profesionální reprezentaci, jak je dokáže zvládnout. Motivované, otevřené a kritické prostředí ve společnosti je tím nejlepším podhoubím pro pozitivní rozvoj. ČBS bude i nadále ve svém oboru společnou platformou pro rozvoj. Ing. Milan Kalný, předseda České betonářské společnosti


4/2007

photo: Søren Madsen, www.bridgephoto.dk

Stavajte progresívne s novou odskúšanou a

overenou technológiou MagnaDense ponúka nové možnosti výstavby betónových konštrukcií. MagnaDense – dlhodobé bezúdržbové riešenie pre aplikácie pri špeciálnom zakladaní stavieb, betónových konštrukciách v prostredí pod vodnou hladinou a tienení rádioaktivity. MagnaDense – naturálny oxid železa, vysokokvalitná prísada do betónu nepoškodzujúca životné prostredie. Radi Vám poskytneme viac informácií.

MINELCO SR, phone +421 911 643 633, fax +421 26453 6336, www.minelco.com

PROFILY PROFILES

NOVÁK & PARTNER

INŽENÝRSKÁ PROJEKTOVÁ KANCELÁŘ

Společnost NOVÁK & PARTNER, s. r. o. je jednou z renomovaných projekčních firem v České republice. Společnost vznikla v roce 1992 a počátkem roku 1993 se transformovala na s. r. o. Činnost firmy byla zpočátku zaměřena na mostní stavby a statiku všech druhů konstrukcí, v roce 2004 se předmět činnosti navíc rozšířil o inženýrské a dopravní stavby. Společnost zpracovává v těchto oborech veškeré stupně projektové dokumentace včetně autorského dozoru. Již patnáct let firma NOVÁK & PARTNER, s. r. o., poskytuje konzultační, inženýrské a projekční služby a pomoc zahraničním investorům. Naše služby využili zákazníci nejen z České republiky, ale i z Německa, Dánska, Nizozemska, Rakouska, USA, Ruska a Slovenska. Počet pracovníků společnosti se stabilizoval na dvacet až dvacet pět vlastních zaměstnanců. Kancelář disponuje silniční, dvěma mostními a jednou skupinou pozemních staveb, má své vlastní specialisty pro zakládání staveb, inženýrskou činnost a stavební dozor a zaměstnává několik stálých externistů a posluchačů ČVUT. Většina zaměstnanců má zkušenosti s prací v zahraničí. NOVÁK & PARTNER, s. r. o., je členem České betonářské společnosti ČSSI (ČBI) a České asociace konzultačních inženýrů CACE. OCENĚNÉ OBJEKTY: • Silniční estakáda LETIŠTĚ PRAHA RUZYNĚ – TERMINÁL SEVER 2 – oceněno ministerstvem dopravy České republiky jako mostní dílo roku 2005. • Mostní estakády na tramvajové trati Hlubočepy–Barrandov v Praze – Českou betonářskou společností ČSSI uděle1

no Čestné uznání za vynikající betonovou konstrukci postavenou v letech 2003 až 2004 a zároveň oceněno Ministerstvem dopravy ČR jako Mostní dílo roku 2003. Inženýrská akademie České republiky udělila CENU IA ČR za vynikající technický projekt autorskému kolektivu NOVÁK & PARTNER, s. r. o., vedenému Ing. Šístkem za rok 2006. • Kulturní a obchodní centrum Nový Smíchov oceněno Českou betonářskou společností ČSSI za vynikající betonovou konstrukci postavenou v letech 2001 až 2002. • Tančící dům – statika budovy – Českou společností pro beton a zdivo ČSSI udělen Diplom za vynikající betonovou konstrukci postavenou v letech 1995 až 1996. SOUČASNÉ PROJEKTY V současné době naše firma společně s Valbek, spol. s r. o., zajišťuje řadu projektů na silničním okruhu kolem Prahy, stavba 513 Vestec–Lahovice a stavba 514 Lahovice–Slivenec. Obě velké stavby se v současnosti realizují. Hlavním objektem na SOKP 514 je přemostění Berounky, které je řešeno 2 km dlouhou mostní estakádou. Na tomto úseku projektujeme 557 m dlouhý úsek, který je navržen za použití technologie letmé betonáže. Dalším významným projektem je příprava dálnice D3, stavba 0307 Tábor–Soběslav. Významnou realizací v Praze je stavba č. 0079 Špejchar–Pelc –Tyrolka, kde pro společnost SATRA zajišťujeme projekt atypických dilatačních částí pro hloubené tunely Letná a Trója. Na průmyslovém polookruhu v Praze projektujeme mimoúrovňovou křižovatku s ulicí Libereckou. Pro zahraničního investora provádíme projekty na Slovensku, zejména na stavbě dálnice D1 – Mengusovce–Jánovce ad. Na těchto významných stavbách projektujeme především mostní a silniční objekty, opěrné zdi a protihlukové stěny. V pozemních stavbách zajišťujeme statické části projektů budov, obytných souborů a hal. V současnosti se jedná o projekty hal pro Terramet Brno, obytné soubory pro Cental Group, Office&Shopping Centrum Bořislavka ad. Obr. 1 Estakáda u letištního Terminálu Sever 2 Obr. 2 Mostní estakády na tramvajové trati Hlubočepy – Barrandov Obr. 3 Dopravně obchodní centrum Mercury v Českých Budějovicích 3

2

4


4/2007

PROFILY PROFILES

4

DALŠÍ R E FE R E NC E Mosty: • METRO IV B. – Most Metra v sídlišti Černý most • Rekonstrukce mostů v Libochovicích, Líbeznících, Rakovníku, Nymburce, Olbramovicích, Brandýsku nad Labem, Zátoni, Ledečku, Starých Dobrkovicích a dalších • Dálnice D8, stavba 807/II, objekty H212 a H213, část F – obj. F210 Most Panenská • Dálnice D8, stavba 807/I obj. A205, A253, A257 a A266 • Dálnice D11, stavba 1104-1, SO A203, A206, A210, A231, A232 • Dálnice D11, stavba 1105-1, SO 218, SO 219 • Dálnice D5, stavba 0510/II, SO215, 219 • MÚK průmyslový polookruh s ulicí Libereckou v Praze – dva mostní objekty • Podjezd pod Chlumeckou ulicí Statika konstrukcí: • Rezidenční a administrativní centrum Zvonařka v Praze • Dopravně-obchodní centrum Mercury v Českých Budějovicích • Bytový komplex v Pitkovicích, bytový komplex Nové Stodůlky • Obytný soubor v Poděbradech • Bytový komplex Na Vyhlídce v Praze • Průmyslový park Cheb

Ing. František Hanuš NOVÁK & PARTNER, s. r. o. Perucká 1, 125 00 Praha 2 tel.: 221 592 050, fax: 221 592 070 www.novak-partner.cz


Obr. 4 Dálnice D8, Most Panenská – letecký pohled Obr. 5 Rekonstrukce mostu v Libochovicích – vizualizace Obr. 6 Rezidenční a administrativní centrum Zvonařka v Praze

5

6

4/2007

5

STAVEBNÍ

KONSTRUKCE STRUCTURES

LETMO

BETONOVANÝ MOST PŘES ÚDOLÍ HAČKY NA SILNICI I/7 U CHOMUTOVA FREE CANTILEVERED BRIDGE OVER THE HACKA VALLEY ON TH E ROAD I/7 N EAR C HOM UTOV PETR SOUČEK, JOSEF RICHTR, ROBERT ACHS Nová přeložka silnice I/7 ChomutovKřimov byla uvedena do provozu v červnu 2007. Nejnáročnějším mostním objektem stavby komunikace stoupající na hřeben Krušných hor je most přes údolí potoka Hačky. Trasa zde ve výšce přes 60 m obloukem překračuje velmi strmé údolí. Letmo betonovaná konstrukce s některými výjimečnými parametry představuje současnou špičku této technologie u nás. The relocation of the road I/7 Chomutov – Křimov was opened to public in June 2007. The most demanding bridge structure on the route heading up to Krusne Mountains is the bridge over the Hacka valley. The route curved in plan crosses very steep valley of the Hacka brook at the height of more than 60 m. The free cantilevered structure with some extraordinary features represents current top level example of this technology in our country. D O P R AV N Í Ř E Š E N Í Nová přeložka silnice I/7 Chomutov–Křimov–Hora sv. Šebestiána byla stavebně rozdělena na dvě etapy. Stavebně méně náročný úsek Křimov–státní hranice se SRN (II. etapa) byl dokončen v roce 2005 spolu se segmentovou estakádou délky 660 m z náročnější I. etapy. V úseku Chomutov–Křimov (I. etapa), trasa překonává výškový rozdíl 365 m

Obr. 2 Podélný řez Fig. 2 Longitudinal section

6

a stoupá ve směru od Chomutova po několik kilometrů v maximálním podélném sklonu 6 %. Proto je zde jinak dvoupruhová komunikace doplněna o stoupací a klesací jízdní pruh a střední dělící pás šířky 3 m. Komunikace kategorie S11,5/70 se tak stává čtyřpruhovou, i když jí, s typickou šířkou 20,5 m mezi vnějšími svodidly, chybí cca 6 m šířky do běžného dálničního profilu. Největší překážkou na trase je v km 2,874 – 3,206 hluboké a strmé údolí potoka Hačky. Trasa se v místě objektu nachází v pravém půdorysném oblouku o poloměru 500 m, výška její nivelety nade dnem údolí dosahuje 62 m. V Ý V O J N ÁV R H U Již v přípravných stupních projektové dokumentace se pro tento mostní objekt uvažovalo s letmo betonovanou konstrukcí. Pro most celkové délky 336 m byla tehdy zvolena konstrukce o pěti polích o rozpětích 60 + 116 + 66 + 50 + 40 m, která byla navržena jako kombinace technologie letmé betonáže (dvě vahadla pro první tři pole) a výstavby

Obr. 1 Vizualizace mostu Fig. 1 Architectural model of the bridge

na pevné skruži (zbylá dvě pole na křimovské straně údolí). V příčném řezu se jednalo o dvě samostatné komorové konstrukce o šířce 11,2 m. Obě letmo betonovaná vahadla byla navržena jako vetknutá do pilířů ve formě dvojice velmi štíhlých vysokých betonových stěn, jejichž štíhlost byla omezena dvojicí mezilehlých trvalých vzpěr. Klasicky betonovaný zbytek konstrukce měl být uložen na ložiska. Ve stavebních stavech bylo třeba řešit příčné ohybové namáhání stěn hlavních pilířů, způsobené značným půdorysným obloukem vahadel nosné konstrukce. K částečné kompenzaci tohoto efektu byla proto navržena dočasná stabilizace vahadel v příčném směru ve formě externích předpínacích kabelů. K zahájení celé stavby došlo až v roce

Obr. 3 Příčný řez v poli Fig. 3 Cross section in midspan


4/2007

STAVEBNÍ

2005, tj. více než po pěti letech od vypracování přípravné dokumentace (DZS). Společný tým zhotovitele, který zvítězil v obchodní soutěži, a projektanta přišel s upraveným návrhem přihlížejícím k aktuálním možnostem a vývoji technologie letmé betonáže, který investor přijal (obr. 1). Úprava spočívala v použití technologie letmé betonáže jako jediné technologie pro celou mostní konstrukci, což při zachování délky mostu vedlo k přechodu na konstrukci o čtyřech polích s rozpětími 60 + 2 x 106 + 60 m, tvořenou třemi letmo betonovanými vahadly (obr. 2). Původně zamýšlené užití pevné skruže pro horní část mostu bylo opuštěno, čímž se zmenšil rozsah dopadu stavby na lesní porost a odpadly obtíže s montáží a demontáží skruže ve svažitém terénu. Naprosto zásadní úpravou byl přechod ze dvou samostatných konstrukcí na jedinou mostní konstrukci pro všechny čtyři jízdní pruhy (obr. 3). Toto uspořádání je u vahadlové letmo betonované konstrukce použito u nás poprvé po 35 letech od výstavby Nuselského mostu v Praze. Vůbec poprvé u nás je letmé betonáže použito pro konstrukci ve výrazném půdorysném oblouku. Navržené uspořádání je při velké výšce konstrukce nad terénem oprávněné, přináší úspory na spodní stavbě mostu, zde i s velmi příznivým dopadem na příčnou stabilitu konstrukce během výstavby. Z A LO Ž E N Í Předkvartérní podklad území tvoří pararuly a ortoruly. Horniny na povrchu zvětralé a značně rozpukané jsou rozvolněny v mocnosti 2 až 6 m. Rozvolnění se týká jak zvětralých hornin (tř. R4), tak i navětralých hornin (tř. R3). Na několika místech se pod povrchovou rozvolněnou zónou nacházejí poruchová pásma se stupněm rozpukání masivu významně větším než ve zdravějším okolí. Dominantní poruchou je od svislice jen málo ukloněná zóna pod pilířem P2 v blízkosti potoka Hačky. V souladu s doporučením geologa jsou opěry i pilíře založeny plošně na navětralé hornině tř. R3, tj. pod rozvolněnou zónou. Vzhledem k jejím mocnostem se poloha základové spáry pohybuje v hloubkách okolo 4 m. Požadavkem projektanta bylo zajištění únosnosti v základové spáře a pod ní Rd > 1 MPa

a zároveň byl předpokládán průměrný deformační modul Edef masivu hodnotou 900 MPa v souladu s IGP. V DIGP byl pak lépe specifikován rozsah a hloubka rozvolněných a poruchových zón. Proto byla na všech pilířích navržena kombinace sanace hlubších poruchových zón pomocí cementové injektáže ze sítě vrtů v několika etapách a náhrady rozvolněné horniny v prostoru pod základovou spárou plombami z prostého betonu tak, aby bylo dosaženo požadované únosnosti v základové spáře. Při realizaci první etapy injektážních prací na pilíři P4 se ukázalo, že část puklin v horních částech masivu je vyhojena limonitem, který při standardním injektážním postupu částečně brání dostatečnému vyplnění puklin. Proto byl objem a postup prací ve druhé a třetí etapě upraven (zahuštění sítě vrtů, zvětšení tlaků) tak, aby bylo dosaženo kýženého výsledku. První etapy injektáží na pilířích P3 a P2 ověřily, že i tam je situace obdobná. Po zkušenostech z pilíře P4 byl postup modifikován podle lokálně zastižené geologie a u pilířů P2 a P3 byla provedena kombinace injektážních prací s odtěžením zastižených poruchových oblastí a jejich nahrazením zvětšeným objemem plomb. V problematické oblasti poruchové zóny pod P2 byla mocnost plomby významně navýšena a blok byl navíc vyarmován tak, aby nedošlo k vzájemným posunům podloží po poruchové zóně vlivem jeho přitížení základem mostu. Na opěrách byly provedeny pouze plomby/podkladní betony v menších mocnostech, protože nároky na únosnost horniny v základové spáře jsou zde poloviční oproti pilířům. Po těchto opatřeních a vyhodnocení zkoušek se několik expertů shodlo na tom, že požadavky projektu na únosnost v základové spáře jsou splněny. Podrobně bylo též diskutováno deformační chování masivu, a proto se přistoupilo k periodickému geodetickému měření deformačního chování základů a k instalaci zařízení pro kontinuální monitoring náklonu základu nejvíce diskutovaného pilíře P2. Kombinace výsledků geodetických měření a kontinuálního měření inklinoměrem prokázala, že deformace základu jsou v mezích předpokládaných projektem. Plomby a podkladní betony z betonu C16/20 jsou tvarovány podle potřeb základů – v případě pilířů jsou několi-


4/2007


kastupňové (u P4 dvoustupňové, u P3 a P2 třístupňové). Charakter (sklon) terénu v místě pilířů předurčuje tvar základů ve formě výškově odstupňovaných základových bloků o půdorysném rozměru 16 x 20 m s min. tloušťkou 3 m. Objem jednoho základu je cca 1 400 m3 a bylo na něj použito cca 240 t výztuže. OPĚ RY Nižší opěra O1 je masivní a její tvar byl uzpůsoben tak, aby po betonáži úložného prahu mohl nad opěrou projet betonážní vozík nosné konstrukce. Teprve po jeho demontáži byly dobetonovány stěny, na které byla následně uložena nosná konstrukce. Proto je úroveň úložného prahu oproti běžným zvyklostem snížena (pro vstup do opěry a nosné konstrukce jsou instalována ocelová schodiště). Opěra O5 je kvůli své značné výšce navržena jako prosypaná. Je tvořena základem, dříkem ve formě dvou úložných a dvou bočních stěn, na stěnách zavěšeným úložným prahem a závěrnou zídkou, zavěšenými křídly, bočními a čelní plentou a přechodovou deskou. Nejprve byl vybudován základ se stěnami a poté byl proveden zásyp do úrovně pod úložný práh. V této poloze opěra zůstala až do doby, kdy nad ní byla na vozíku vybetonována nosná konstrukce. Po demontáži vozíku byly dobetonovány úložné prahy s ložiskovými bloky, na které byla následně uložena nosná konstrukce. Na opěrách jsou osazena vždy dvě všesměrná kalotová ložiska nové generace firmy Maurer s novým typem kluzné vrstvy MSM o únosnosti 6,5 MN na opěře O1 a 6 MN na opěře O5. PILÍŘE Tři hlavní pilíře mostu jsou navrženy jako dvojice štíhlých vysokých stěn, které zajistí dostatečnou ohybovou tuhost podpor, a to i během výstavby, a zároveň jsou během provozu dostatečně poddajné k podélným deformacím. Výšky stěn u pilířů P2 a P3 jsou od 42,8 do 46,6 m. Stěny pilířů jsou obdélníkového průřezu z betonu C35/45 s konstantní tloušťkou 1,5 m. Šířka stěn se po výšce mění, řídící křivkou hran je oblouk o R = 200 m, nejmenší šířka stěny (zhruba uprostřed výšky vysokých pilířů) je 9 m (obr. 4 a 5). Stěny mají z vnější strany dvojici svislých vlysů, rohy obdélníka jsou výrazně zkoseny. Stěny nejsou rovnoběžné, ale jsou 7

STAVEBNÍ


na vytvořením tenkého vrubového Freyssinetova kloubu na styku s nosnou konstrukcí (obr. 6). Pro vyvinutí dostatečného přítlaku kloubu, který je podmínkou jeho správné funkce, bylo ve všech stádiích navrženo svislé předpětí kloubu za pomoci předpínacích lan typu Monostrand. Lana jsou navíc umístěna příčně excentricky, a tak částečně kompenzují příčné ohybové namáhání kloubu od půdorysného oblouku mostu.

Obr. 4 Pilíř P3 po dokončení Fig. 4 Pier P3 after completion Obr. 5 Pilíř P2 se zárodkem AB Fig. 5 Pier P2 with hammerhead AB

kolmé na trasu o půdorysném poloměru 500 m. Vzdálenost jejich os je 7,5 m měřeno v ose po oblouku trasy. Stěny nejsou navzájem trvale nijak spojeny. Díky zvětšené tuhosti pilířů v příčném směru (v porovnání s původním projektem dvou samostatných konstrukcí) se podařilo obejít se bez příčné stabilizace vahadel lany během výstavby. Návrhu štíhlých pilířů ve stavebních

Obr. 6 Předpjatý vrubový kloub na pilíři P4 Fig. 6 Prestressed concrete hinge at pier P4

8

i definitivních stavech byla věnována maximální pozornost. Štíhlost stěn pilířů P2 a P3 by během jejich výstavby bez dalších opatření dosahovala až λ = 220! Tato extrémní štíhlost byla omezena instalací dvou mezilehlých dočasných příhradových ztužení (obr. 4), která byla aktivována pomocí přepínacích tyčí. Maximální štíhlost stěn, již jako součásti sdruženého rámu, během betonáže vahadel dosahovala hodnot λ = 81, po zmonolitnění mostu λ = 60. Dřík nižšího pilíře P4 je tvarován shodně jako pilíře vyšší. Díky své menší výšce je však ukončen vetknutím do základu ještě před dosažením min. šířky, a tak se po výšce šířkově zužuje odshora dolů. Kvůli své nižší výšce je pilíř P4 podélně podstatně tužší než vysoké pilíře P2 a P3. Jeho podélná tuhost byla omeze-

NOSNÁ KONSTRUKCE Ve spolupráci s projektantem silnice byl na mostě zúžen střední dělící pruh o 1,2 m (ze 3 na 1,8 m), a tím byla šířka jediné nosné konstrukce mostu omezena na 21,8 m. V příčném řezu se jedná o jednokomorovou konstrukci o vnější šířce komory 10 m s konzolami délky 5,9 m. Byly zvažovány konzoly podporované vzpěrami, případně zesílené žebry, ale nakonec byla zvolena koncepce konzol pouze předpjatých. Použity jsou ploché čtyřlanové předpínací kabely uložené cca po 0,6 m. Konzoly jsou navrženy jako částečně předpjaté se značnou mírou tahového namáhání v horních vláknech, velkou roli při jejich návrhu tak hrála kontrola vzniku a šířek trhlin. Při návrhu konzol bylo třeba vyhovět žádosti investora o zvýšení stupně zadržení svodidel (na II.) a bylo třeba umožnit případné budoucí osazení nízkých protihlukových stěn. Povrch mostovky má konstantní příčný sklon 3 % s protispádem na nižší konzole, podélný sklon mostu je 6 %. Výška nosné konstrukce se mění od 6,25 m nad pilíři (obr. 7) po 2,65 m v polích a nad opěrami. Konstrukce je z betonu C35/45, délka jednotlivých lamel je 3,9 až 5 m. Jednotlivá vahadla byla betonována postupně dvojicí tzv. „horních“ vozíků Bridgebuilder firmy NRS (obr. 8 až 10). Vahadlo na pilíři P3 je symetrické o deseti lamelách, vahadla na pilířích P2 a P4 jsou asymetrická – ve směru k opěrám mají ještě jedenáctou lamelu, navíc i opěrová část byla částečně zhotovena na vozíku. Zbytek opěrových lamel (příčníky a zesílené koncové části horní desky a konzol pro kotvení dilatací) byl betonován dodatečně po osazení konstrukce na ložiska (resp. na lisy). Uzavírací lamely mezi vahadly byly betonovány také na vozíku. Před jejich betonáží byla vahadla navzájem fixována pomocí ocelových nosníků, kterých se využilo i pro


4/2007

STAVEBNÍ

7 9

výškovou rektifikaci vahadel před zmonolitněním. Pro správnou funkci ložisek a pro omezení namáhání pilířů dlouhodobými objemovými změnami nosné konstrukce byla vahadla před osazením na ložiska přizvednuta na opěrách lisy a před vzájemným zmonolitněním silově rozepřena. Všechny zmíněné operace byly zahrnuty do výpočtového nadvýšení lamel během výstavby Pro vahadlové předpětí nosné konstrukce i pro kabely spojitosti jsou používány osmnácti lanové kabely předpínacího systému Dywidag. Na přání objednatele jsou ve všech příčnících mostu osazeny kotevní desky, resp. provedeny prostupy pro usnadnění instalace případného volného předpětí v budoucnosti. V Y B AV E N Í M O S T U Na opěrách jsou osazeny povrchové roštové dilatační závěry Maurer D160 (na O5) resp. D400 (na O1) s otočnými traverzami. Závěry umožňují nejen podélný posun ± 80 mm, resp. ± 200 mm,


8

10

ale i příčný posun ± 20 mm, resp. ± 50 mm. V odvodňovacích žlábcích jsou na mostě osazeny odvodňovače Höllko odvádějící srážkovou vodu příčnými nerezovými svody do jediného podélného svodu DN200-250 mm z odstředivě litého sklolaminátu, zavěšeného v komoře mostu. Svod odvádí vodu do šachty za opěrou O1. Uvnitř komory mostu je dále zavěšen rošt pro převedení inženýrských sítí a pro elektroinstalaci a osvětlení v komoře mostu. Obě římsy na mostě jsou monolitické z betonu C30/37-XF4, betonované do římsových posuvných vozíků. Kotvení římsy je navrženo z boku konzoly nosné konstrukce betonářskou výztuží a je doplněno kotvami říms v prostoru pod svodidly. Na vnějších římsách je umístěn revizní chodník šířky 0,75 m se zábradlím a ocelová zábradelní svodidla ZSNH4/II. Ve středním dělícím pasu je osazeno oboustranné betonové svodidlo výšky 1,2 m, které nad dilatacemi mostu přechází na ocelové svodidlo NH4 obou-


4/2007

Obr. 7 Zárodek CD během výstavby Fig. 7 Hammerhead CD under construction Obr. 8 Vahadlo AB se třemi páry lamel Fig. 8 Balanced cantilever AB with three pairs of segments Obr. 9 Montáž vozíků na zárodek CD Fig. 9 Erection of travelers on hammerhead CD Obr. 10 Vahadlo EF s pěti páry lamel Fig. 10 Balanced cantilever EF with five pairs of segments

stranné. Všechny dilatace svodidel jsou navrženy tak, aby umožnily i příslušný příčný pohyb. Izolace mostu je celoplošná z modifikovaných izolačních pásů s pečetící vrstvou. Na mostě je položena třívrstvá živičná vozovka v celkové nominální tloušťce 135 mm. Kvůli velkému spádu je ochrana izolace provedena z asfaltového betonu namísto běžnějšího litého asfaltu. Všechny vrstvy byly kladeny finišerem s výškovým vyrovnáním ve dvou spodních vrst9

STAVEBNÍ


Obr. 11 Vahadla AB a CD před spojením Fig. 11 Balanced cantilevers AB and CD before closure Obr. 12 Nadvyšování konstrukce během výstavby Fig. 12 Setting the geometry of the supestructure

vách vozovky. Podél obrubníkové hrany nižší římsy a středního betonového svodidla je vložen zapuštěný odvodňovací proužek z LA v šířce 500 mm. S T AT I C K Á A N A LÝ Z A A S L E D O V Á N Í B Ě H E M V Ý S T A V B Y Pro návrh celé konstrukce bylo vytvořeno několik výpočtových modelů, od jednodušších rovinných prutových, přes prostorové prutové až po prostorové deskostěnové modely, a to jak pro konstrukci v definitivním stavu, tak pro stavební vahadlové stavy. Základní návrh dimenzí a předpětí byl laděn na prutových rovinných modelech, kde byl podrobně sledován vliv změn statických systémů s ohledem na postup výstavby. Návrhy z těchto modelů byly ověřovány na prostorových prutových nebo na prostorových deskostěnových modelech. Zde byl podrobně řešen vliv půdorysného oblouku na kroucení nosné konstrukce, včetně vlivu předpětí, a to zejména ve stavebních stádiích. Obdobně, tedy kombinací výpočtů na prutových a deskostěnových modelech, bylo navrženo i potřebné předpětí a vyztužení konstrukce v příčném směru. Návrh pilířů a jejich posudek za pomoci interakčních diagramů byl proveden podle teorie posledního návrhu Eurocodu. Pečlivě byl zkoumán vliv půdorysného oblouku na stavební i definitivní stádia, i nerovnoměrné oslunění stěn. Chování stěn pilířů bylo ověřeno na prutových modelech pomocí geometricky nelineárních výpočtů. Samostatnou kapitolou je návrh geometrie konstrukce (návrh nadvýšení vozíků pro betonáž nosné konstrukce během výstavby) (obr. 12) a jeho korekce podle prováděných měření. Postupně bylo provedeno několik výpočtů geometrie s ohledem na změny postupu výstavby (úpravy harmonogramu, změny návazností mezi vahadly, užití protizátěží, postup demontáží vozíků) a s ohledem na upřesnění vyplývající z potřebných sil pro rektifikace a rozpírání nosné konstrukce před zmonolitněním jednotlivých vahadel a osazením vahadel na opěry. Po geometrickém nastavení vozíků pro novou dvojici lamel byla vždy provedena sada měření (před betonáží, po betonáži, po předepnutí), která po zhodnocení shody měření s výpočty sloužila projektantovi ke korekci nastavení dalších lamel. Zejména kvůli přesnosti těchto korekcí byly prováděny zkoušky modulů pružnosti dodávané betonové směsi. Součinností projektanta, geodetů a stavby se podařilo dodržet předpokládanou geometrii konstrukce s průměrnou odchylkou do 20 mm. Při těchto odchylkách bylo již snadné navrhnout upravenou niveletu mostu, tzv. vyrovnání (obr. 13) pro pokládku živičných vrstev tak, aby most nebyl vozovkou zbytečně přitěžován a zároveň nebyl ohrožen jízdní komfort. V Ý S TAV B A P I L Í Ř Ů Pilíře byly betonovány po šestimetrových záběrech do šplhacího (přesuvného) bednění ACS firmy PERI. Vždy část typicky dvouvrstvé nosné výztuže je v betonážním úseku stykována lisovanými spojkami. Největšími použitými profily jsou pruty o průmě10


4/2007

STAVEBNÍ

ru 40 mm, výztuž byla dovážena ze SRN. Použití uvedeného bednění umožnilo rychlou výstavbu pilířů. V optimálním případě trval výrobní cyklus záběru na dvojici stěn pilíře jeden týden. Nižší stěny pilíře P4 byly betonovány do klasického bednění ve dvou etapách (vlastní dříky a hlavy stěn pod vrubovými klouby). Návrhu betonové směsi pro vysoké pilíře byla věnována velká pozornost s ohledem na přepravní vzdálenost, technologii ukládky betonu betonážními koši a potřebný rychlý nárůst jeho pevností při zachování optimální zpracovatelnosti směsi. Proto bylo prováděno mnoho ověřovacích zkoušek betonové směsi před začátkem výstavby i v jejím průběhu. Tak bylo dosaženo vyhovující pevnosti betonu již po dvou dnech, což bylo důležité pro přesun samošplhacího bednění do dalšího taktu, a tím i zachování týdenního taktu pro výstavbu dvojice stěn pilíře. Dva dny po betonáži byl úsek odbedněn odsunutím bednění. Ihned poté byl celý úsek z důvodu ošetřování betonu obalen geotextilií a folií a celá plošina vyšplhala o 6 m výše (obr. 14). Při následném armování se jako časově nejnáročnější ukázala doprava předstykované hlavní svislé výztuže a její ukládka mezi vyčnívající svislou výztuž z předcházejícího taktu. Vlastní stykování výztuže pomocí lisovaných spojek zabralo cca 5 min. na jednu spojku. Důkladnou přípravou v počátcích projekčních prací a důslednou kontrolou poloh ukládané výztuže před a po betonáži se minimalizovalo riziko prostorových problémů při stykování spojek v dalším taktu. V průměru se dařilo ukládat cca 15 t výztuže na dvojici stěn pilíře za tři dny. Proměnné šířky stěn vysokých pilířů (od cca 13 do 9 m) bylo dosaženo bedněním PERI a stavbou navrženými atypickými šrou-


Obr. 13 Vyrovnání nivelety vozovky Fig. 13 Adjusting the carriageway vertical alignment Obr. 14 Šplhací bednění ACS od firmy PERI Fig. 14 ACS climbing formwork from PERI

bovými vzpěrami, které umožňovaly průběžné naklápění bočního dílu bednění. Ze statických důvodů byly projektem stanoveny maximální odchylky ve svislosti (v podélném směru) na jednotlivý takt ±15 mm a na celou výšku pilíře pak ±20 mm. Proto byly na první takty pilířů osazeny svisloměry, pomocí kterých se bednění nastavovalo a kterými se následně svislost i kontrolovala. Podařilo se tak dosáhnout odchylek ve svislosti do 10 mm. V Ý S TAV B A N O S N É K O N S T R U K C E Pro výstavbu zárodků nosné konstrukce na pilířích byla zvolena technologie podepření skruže pomocí konzol připevněných na hlavách pilířů, na které byl namontován vlastní rošt skruže z nosníků. Bednění bylo sestaveno ze segmentů. Celý zárodek objemu 550 m3 byl betonován ve třech etapách – spodní deska, stěny a horní deska. V lednu 2006 se bylo třeba vypořádat s velkými mrazy, které postihly zejména výstavbu zárodku EF. Pro betonáž stěn bylo nutné vyhřát již vybetonovanou spodní desku zárodku na +5 °C. Celá konstrukce a bednění zárodku byla zabalena do geotextilií a spodní deska byla po několik dnů vyhřívána výkonnými plynovými teplomety, aby teplota betonu splňovala podmínky pro betonáž. Zásadním faktorem pro délku výstavby mostu byla délka výrobního cyklu dvojice lamel, kterou bylo třeba co nejvíce zkrátit. Vozíky byly vybaveny hydraulikou, která usnadňovala jejich nastavení. Dvojice lamel jednotlivých vahadel byly betono-


4/2007

vány vcelku, s výjimkou čtyř prvních dvojic lamel na vahadle EF a první dvojice na vahadle CD, kde byla horní deska betonována až následně, dva dny po betonáži dolní desky a stěn. Klíčové přitom bylo včasné dosažení pevnosti betonu pro předpínání. Navržený postup vyžadoval předpínání třetí den po betonáži. Nejprve byly napínány příčné a ihned poté podélné přepínací kabely. okamžitě po napnutí podélných kabelů se vozík přesouval do další polohy (obr. 15). Návrhu receptury betonu nosné konstrukce C35/45 XF1 byla věnována obzvlášť velká pozornost nejen kvůli potřebě rychlého nárůstu pevnosti betonu, ale též kvůli zpracovatelnosti a související technologii dopravy betonu. Beton byl do zárodků ukládán z betonážních košů, do vahadla EF mobilními čerpadly, pro betonáž lamel vahadel AB a CD bylo zvoleno jako optimální stacionální čerpadlo s kombinací svislého a vodorovného potrubí. Délka potrubí dosahovala až 120 m při výškovém rozdílu až 65 m. V zimním období (obr. 16) bylo potrubí elektricky zahříváno, což umožnilo betonáže i za nižších teplot. Řešení problematiky betonáže nosné konstrukce mostu za uvedených podmínek se intenzivně věnovali technologové betonu jak u nás, tak v zahraničí. Nakonec se, v rámci možností technologie betonárny, podařilo betonáž úspěšně zvládnout, a to zejména díky důsledné kontrole na betonárně i na stavbě. Při ukládání běžné i předpínací výztuže v nosné konstrukci bylo nejobtížněj11

STAVEBNÍ


Obr. 15 Vahadlo AB se šesti páry lamel Fig. 15 Balanced cantilever AB with six pairs of segments Obr. 16 Postup stavby – březen 2007 Fig. 16 Under construction – March 2007 Obr. 17 Dokončená konstrukce s vozovkou Fig. 17 Completed structure with pavement Obr. 18 Most po dokončení Fig. 18 Completed bridge

ší dodržet velice přísné svislé tolerance polohy příčné předpínací výztuže ±5 mm (lokálně až 3 mm), které byly vynuceny štíhlostí téměř 6 m vyložené konzoly. Při optimálním postupu trvala výroba jedné dvojice lamel devět dnů. Pro efektivní postup výstavby byly nakonec použity dvě dvojice betonážních vozíků, pro urychlení postupu výstavby při přesunech vozíků na další vahadlo, resp. při jejich demontáži byly využívány i kompenzační protizátěže, zajišťující dostatečnou stabilitu vahadel před zmonolitněním a zároveň i splnění předpokladů projektu při návrhu geometrie mostu (nadvýšení během výstavby). 12

15

16

17

18

Z ÁV Ě R Most přes údolí Hačky je jubilejní dvacátou letmo betonovanou mostní konstrukcí během půlstoletí vývoje této technologie u nás. Přitom odráží současné evropské trendy v této technologii – časté užívání jediné konstrukce pro stále širší mostovky, zatímco výrazné půdorysné zakřivení mostu není překážkou. V Evropě je dnes zejména pro konstrukce velkých rozpětí (nad 200 m) navíc dosahováno větších štíhlostí pomocí vysokopevnostních a lehkých betonů – v užití těchto betonů pro velké mosty jsme u nás teprve na začátku. Na mostě přes údolí Hačky se při použití betonu C35/45 podařilo dosáhnout velmi příznivých parametrů spotřeb klíčových materiálů – spotřeba betonu v nosné konstrukci byla 0,88 m3/m2 a předpínací výztuže (podélné i příčné) 46 kg/m2. Popsaná konstrukce je příkladem úspěšné realizace náročné mostní konstrukce v obtížných horských podmínkách při dodržení přísných kvalitativních požadavků a zároveň v krátkém termínu. Domníváme se, že se podařilo vybudovat mostní dílo, které je technicky na výši doby, velmi dobře zapadá do okol-

ního přírodního prostředí (obr. 17 a 18) a které bude dlouho a bezpečně sloužit svému účelu. Hlavní účastníci výstavby: Objednatel Zhotovitel stavby Zhotovitel mostu Projektant mostu

ŘSD ČR, správa Chomutov Sdružení „Chomutov-Křimov“ zastoupené SSŽ, a. s., st. sp. Chomutov Sdružení „Hačka“ – Max Bögl & Josef Krýsl, k. s., a SMP CZ, a. s. Pontex, s. r. o.

Ing. Petr Souček Pontex, s. r. o. Bezová 1658, 147 14 Praha 4 tel.: 244 062 644, fax: 244 461 038 e-mail: [email protected], www.pontex.cz Ing. Josef Richtr SMP CZ, a. s. Evropská 1692/37, 160 41 Praha 6 tel.: 222 185 111, fax: 222 328 507 e-mail: [email protected], www.smp.cz Robert Achs Max Bögl & Josef Krýsl, kom. spol. Dvořákova ul., 334 41 Dobřany tel.: 377 972 376, fax: 377 972 540 e-mail: [email protected], www. boegl-krysl.cz


4/2007

STAVEBNÍ

MĚSTSKÝ

RADIÁLA CITY RING

OKRUH, STAVBA

BALABENKA–ŠTĚRBOHOLSKÁ ROAD, BALABENKA – ŠTĚRBOHOLSKÁ RADIÁLA

MICHAL HRDLIČKA, PETR HANUŠ, MARTIN DANIEL Městský okruh patří spolu s Pražským okruhem k nejdůležitějším dopravním stavbám hlavního města Prahy. Stavba číslo 0094 Balabenka–Štěrboholská radiála je situována ve východní části Prahy a prochází územím městských částí Prahy 3, 9, 10 a 15. Na trase stavby jsou navrženy dva tunely a pět mimoúrovňových křižovatek s řadou mostních objektů. The City Ring Road figures among the key transport infrastructure projects in the capital. Building project Balabenka – Štěrboholská radiála is situated at the eastern edge of Prague, passing through the territories of its Metropolitan Districts 3, 9, 10 and 15. Two road tunnels and five fly-over crossings have been designed on the route. Městský okruh má tyto základní funkce – propojit oblasti středního pásma města, umožnit regulaci automobilové dopravy a převést vnitroměstské vztahy mimo tuto oblast. Celková délka Městského okruhu bude po dokončení 33 km. V současné době je v provozu jihovýchodní a jihozápadní část okruhu v úseku Štěrboholská radiála – Radlická, tunel Mrázovka a Strahovský tunel. Dále byla zahájena výstavba severozápadní části okruhu délky 6,5 km, která u Malovanky navazuje na Strahovský tunel a pokračuje dlouhým tunelem pod Letnou, Stromovkou a Vltavou na Pelc Tyrolku. Stavba Městského okruhu je koncepčně v souladu s platným Územním plánem hlavního města Prahy. Zároveň je stavba v Územním plánu vymezena jako stavba veřejně prospěšná. S TAV B A 0 0 9 4 –


Varianta 1 – s tunelovým vedením pravého jízdního pásu Městského okruhu pod kolejištěm Českých drah na Balabence Varianta 2 – s vedením trasy Městského okruhu stávajícím podjezdem Českých drah Stavba Městského okruhu je řešena jako místní sběrná komunikace kategorie MS 20,0 v základním uspořádání 2 x 2 průběžné jízdní pruhy o šířce 3,5 m. V A R I A N TA 1 Stavba Městského okruhu číslo 0094 začíná v prostoru mimoúrovňové křižovatky (MÚK) se Štěrboholskou radiálou. V místě křížení s Rabakovskou ulicí se napojuje na Jižní spojku, která patří k již provozovaným částem Městského okruhu (obr. 2). V rámci samostatné stavby provedené v předstihu zde bude odstraněn současný dopravně nevyhovující stav na Jižní spojce. Zúžený úsek komunikace za zavěšeným mostem přes kolejiště Českých drah je významným kapacitním omezením a místem častých dopravních nehod. Dostavba nového, dnes chybějícího, pravého pásu Štěrboholské radiály ve směru na východ umožní zvýšení dopravní propustnosti a významně přispěje k zvýše-

ní bezpečnosti provozu. Trasa Městského okruhu dále směřuje na sever a mostní estakádou délky 100 m překračuje kolejiště metra. MÚK V Olšinách Mimoúrovňová křižovatka V Olšinách řeší napojení hlavní trasy na síť místních komunikací. Městský okruh přechází přes nákladovou spojku ČD a okružní křižovatku. Estakáda je navržena o sedmi polích, celková délka přemostění je 290 m. V návrhu je uvažováno s propojením do ulice Rabakovské, severním směrem do ulice Novostrašnické a dále Třebohostické. Důvodem tohoto řešení je odlehčení úrovňové světelné křižovatky ulic V Olšinách – Úvalská (obr. 3). MÚK Černokostelecká Dále Městský okruh prochází průmyslovou oblastí Nových Strašnic, podchází ulici Černokosteleckou a podél ulice

Obr. 1 Praha, umístění stavby Fig. 1 Prague, Layout Obr. 2 MÚK se Štěrboholskou radiálou Fig. 2 Štěrboholská radiála Junction

1

DVĚ VAR IANT Y

ŘEŠENÍ

Na jižní straně se trasa napojuje na Jižní spojku, na severu na plánovanou stavbu Městského okruhu číslo 0081 Pelc Tyrolka–Balabenka. Délka trasy je 5,7 km. Na základě vyhodnocení připomínek při schvalování studie stavby byly vybrány dvě výsledné varianty pro posouzení vlivu stavby na životní prostředí dle zákona č. 100/2001 Sb. BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2

4/2007

13

STAVEBNÍ


zemní vedení trasy v tomto úseku bylo navrženo z důvodu ochrany životního prostředí v oblasti Malešického náměstí. Tunel Malešice tvoří dvě tunelové trouby. Jedná se o dva dvoupruhové jednosměrné tunely (obr. 5).

3 Obr. 3 MÚK V Olšinách Fig. 3 V Olšinách Junction Obr. 4 MÚK Černokostelecká Fig. 4 Černokostelecká Junction Obr. 5 Tunel Malešice – severní portál Fig. 5 Malešice Tunnel – north portal Obr. 6 MÚK Českobrodská, tunel Jarov Fig. 6 Českobrodská Junction, Tunnel Jarov Obr. 7 Tunel Jarov, MÚK K Žikovu Fig. 7 Jarov Tunnel, K Žižkovu Junction

14

Dřevčické je veden do oblasti Malešic. Mimoúrovňová křižovatka s ulicí Černokosteleckou je řešena podjezdem pod stávající komunikací. Součástí stavby je i přeložka hlavní trasou přerušené ulice Dřevčické (obr. 4). Tunel Malešice Následuje tunelový úsek délky 1060 m. Tunel Malešice se nachází mezi železničním nádražím Malešice a podjezdem pod železniční tratí Malešice–Nákladové nádraží Žižkov u Českobrodské ulice. Pod-

4

5

6

7

MÚK Českobrodská Za severním portálem tunelu Malešice trasa překračuje mostním objektem délky 50 m plánovanou komunikaci Jarovské spojky, která propojí Jarov s ulicí Želivského. Mimoúrovňová křižovatka Českobrodská zde umožňuje napojení Městského okruhu na síť místních komunikací. Prostorové řešení tohoto dopravního uzlu souvisí s novým řešením úrovňové křižovatky Jarov (obr. 6). Tunel Jarov Po krátkém povrchovém úseku hlavní trasa opět vstupuje do tunelu. Tunel Jarov je nejdelší podzemní stavbou v severovýchodním segmentu Městského okruhu. Podzemní vedení trasy zde bylo navrženo z důvodu snahy o zklidnění dopravy v této oblasti. Délka levé tunelové trouby je 1760 m, délka pravé tunelové trouby je 1910 m. Hloubený tunel je veden pod křižovatkou na Jarově a pokračuje dál


4/2007

STAVEBNÍ

tak odpadá náročná hloubená část tunelu pod kolejištěm ČD a levá ražená část tunelu pod pozemními objekty na Vysočanském náměstím. Komunikace dále prochází stávajícím podjezdem. S ohledem na omezenou šířku podjezdu bude pěší trasa vedena samostatným podchodem pod kolejištěm, umístěným za opěrou mostu. Mimoúrovňová křižovatka K Žižkovu není ve 2. variantě navržena. Pro napojení Městského okruhu na ulici Spojovací bude sloužit mimoúrovňová křižovatka Novovysočanská se dvěma křižovatkovými rampami, umístěnými pod Vysočanské náměstí. Jedná se o neúplnou křižovatku, která umožňuje napojení na Městský okruh ve směru Balabenka a výjezd z hlavní trasy do Spojovací ulice.

8 9

Obr. 8 MÚK Balabenka Fig. 8 Balabenka Junction Obr. 9 Situace Fig. 9 Layout

pod Spojovací ulicí. V oblasti Na Balkáně je navržen most přes Spojovací ulici pro převedení lokálního biokoridoru. Pro napojení tunelu Jarov na povrchovou dopravu je ve variantě číslo 1 navržena mimoúrovňová křižovatka K Žižkovu (obr. 7). Levá polovina křižovatky slouží k napojení levého jízdního pásu na ulici Spojovací a K Žižkovu. Pravá polovina křižovatky je umístěna do blízkosti ulice Pod Šancemi, přes kterou je pravý jízdní pás napojen na ulici Spojovací. Dále hlavní trasa podchází Vysočanské náměstí. Zde se oba dopravní směry oddělují. Levý ražený tunel je veden západně od Spojovací ulice a jeho portál je umístěn před podjezdem pod železniční tratí Libeň-Masarykovo nádraží. Pravý hloubený tunel je veden v ose ulice Spojovací a z důvodu napřímení trasy podchází pod kolejištěm Českých drah a je ukončen až za železničním násypem u MÚK Balabenka (obr. 8). V A R I A N TA 2 Varianta číslo 2 se liší především řešením v konci trasy. Jedná se o úsek mezi lokalitou Pod Balkánem, ulicí K Žižkovu a místem napojení na navazující stavbu na Balabence. Ve druhé variantě tunel Jarov podchází Vysočanské náměstí ve společné trase pod stávající ulicí Spojovací. Délka tunelu je zkrácena, severní portál je umístěn před stávajícím podjezdem pod tratí Českých drah. V této variantě BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE


4/2007

O C H R A N A Ž I V OT N Í H O P R O S T Ř E D Í Z hlediska ochrany životního prostředí je nejvýznamnější ochrana před hlukem a emisemi z dopravy. Po zprovoznění této části okruhu dojde ve stávajících ulicích k výraznému zklidnění provozu, a tím i hlukové zátěže. Pro dosažení tohoto stavu je velká část trasy vedena v tunelech. Snížení hlukové zátěže u obytné zástavby v povrchových úsecích bude zajištěno protihlukovými stěnami. Z ÁV Ě R Dokončení Městského okruhu je jednou z hlavních priorit rozvoje hlavního města Prahy. Na základě projednání návrhu technického řešení stavby s dotčenými orgány státní správy a samosprávy lze konstatovat, že obě zpracované varianty splňují požadavky kladené na řešení Městského okruhu. Při splnění všech požadavků na ochranu životního prostředí a minimalizaci zásahů do silně urbanizovaného území bude stavba Městského okruhu zaručovat vysoký standard bezpečnosti provozu. Současně dojde k zvýšení plynulosti dopravy, a tím k významnému zlepšení současného stavu. Ing. Michal Hrdlička Ing. Petr Hanuš Ing. Martin Daniel všichni: Mott MacDonald Praha, spol. s r. o. Národní 15, 110 00 Praha 1 tel. 221 412 810 e-mail: [email protected] Vizualizace CTECH, s. r. o. www.ctech.eu

15

STAVEBNÍ


EKOLOGICKÉ

MOSTY NA DÁLNICÍCH D8 A D11 E C O LO G I C A L B R I D G E S O N D 8 A N D D 11 M OTO R WAY S ROMAN LENNER, FRANTIŠEK HANUŠ, VLADIMÍR ENGLER, D AV I D K Ř E M E Č E K Na konci minulého roku se výrazně rozšířila dálniční síť na našem území zprovozněním úseků dálnic D8 a D11. Dálnice nového století staví před projektanty nový úkol. Kromě rychlého dopravního spojení a citlivého začlenění do krajiny má zachovat i propojení původních celistvých území s volným pohybem zvěře. Na nových úsecích dálnic jsou na vybraných místech navrhovány ekologické mostní objekty. Spojení estetického působení a ekologickou funkcí nejlépe splňují přesypané klenbové mosty, které po vzrůstu vegetace splynou s okolní krajinou. The motorway network on the Czech territory spread markedly at the end of last year as a result of putting D8 and D11 motorways into operation. The motorways of the new millenium set a new task for Czech designers. Beside pro-

viding a fast transport connection and incorporating the roads in the landscape harmoniously, the designers should secure free movement of the game in the originally compact areas. Therefore, ecological bridge structures are designed in selected places of new motorway sections. Backfilled arch bridges are the structures that best harmonize the ecological functions with aesthetic effects. After the vegetation grows, they blend with the surrounding landscape. E K O LO G I C K É M O S T Y N A Ú S E K U 0 8 07/ I I D Á L N I C E D 8 Dálnice D8 na náhorní plošině Krušných hor mezi obcí Knínice a hranicí se SRN u Krásného Lesa překračuje několik velkých údolí, překlenutých většími mostními objekty. V delším dálničním tělesu vznikly menší mostní objekty (obr. 1). Nad obcí Krásný Les byl postaven dvouklenbový monolitický betonový most-

ní objekt H213 (obr. 2 až 4). Konstrukce monolitických oblouků tloušťky 0,5 m je navržena z betonu třídy C30/37-XF3. Klenby oblouků přesahují ve vrcholu přes hranu svahu na ochranu před případným spadem nebo splachováním zeminy. Po stranách jsou klenby kopírující svah prodloužené do oblouku. Střední podporu tvoří stěna tloušťky 1 m vylehčená kruhovými oblouky. Vylehčení spojuje obě klenby v jeden velký, přehledný prostor. Stěna je protažená podobně jako křídla a tvoří pokračování úžlabí mezi oběma klenbami. Most je umístěný v lokalitě horninového masivu prostoupeného četnými zlomy a poruchami. Geotechnický průzkum předpokládal založení objektu na podloží výrazně rozdílných vlastností od zvětralé ortoruly do písčité hlíny. Most je založený na základové desce z monolitického železobetonu C30/37-XF3+XA1 s proměnnou tloušťkou od 1,1 m v úžlabí do 1,4 m

Obr. 1 Letecký pohled na dálnici D8 v místě křížení biokoridorů a silnice III/2487 Fig. 1 Air view of D8 motorway at the crossing place of biocorridors and III/2487 road

1

16


4/2007

STAVEBNÍ


2

3 Obr. 2 Boční pohled na most H213 Fig. 2 Side view of H213 bridge Obr. 3 H213 s vylehčenou střední stěnou Fig. 3 H213 with a lightweight central wall Obr. 4 3-D model mostu H213 Fig.4 3-D model of H213 bridge Obr. 5 Pohled na H269.1 – Most přes Slatinu na přeložce III/2487 Fig. 5 View of H269.1- bridge over the Slatina on III/2487 relaying

u sloupů a kleneb. Nosná konstrukce je ve vrcholu široká 39,9 m. Obě klenby mají rozpětí 13,2 m, jsou přibližně eliptické, definované pomocí dvou navazujících kružnicových oblouků. Nosná konstrukce byla betonována na pevné skruži a po šířce je dělena na tři dilatační úseky. Vnitřní úsek šířky 28,5 m byl betonován ve třech pracovních etapách. Na svahu je navrženo lehké zábradlí. Sloupky jsou z taženého polymerního kompozitu, výplň tvoří tři lanka z nekorodující oceli s plastovým povlakem. O 400 m dál ke státní hranici je další ekologický most H214, jednopolová monolitická klenba o rozpětí 15 m. Most je navržen obdobného tvaru tak, aby při malém odstupu od předchozího mostu působily oba mosty podobným dojmem. Přes nedaleký potok Slatinu byly postaveny dva mosty. Přeložka silnice III/2487 překračuje vodoteč jednoklenbovým monolitickým mostem H269.1 o rozpětí 24 m (obr. 5). Most je založený na masivních základech opřených do navětralé ortoruly. Základový blok z betonu C30/37-XA1 je vysoký 3 m a široký 5 m.

4

Krajní podpěry jsou navrženy jako monolitické masivní s rovnoběžnými křídly. Monolitický železobetonový oblouk má tvar parabolické klenby s tloušťkou ve vrcholu 0,6 m a v patkách 1,2 m. Oblouk má při délce 22 m vzepětí 6,5 m. Nosná konstrukce je na šířku rozdělena na tři dilatační celky, v podélném směru byla betonována ve třech pracovních cyklech. Betonáž oblouku se prováděla na stacionární skruži souměrně od patek na obou

aby respektoval mokřad podél potoka bez výrazného poničení. Most je založen na pilotách průměru 1 m. Spodní stavbu tvoří bárky, na které je uložený šikmý ocelobetonový trámový rošt s osovou vzdáleností trámů 2,1 m. E K O LO G I C K É M O S T Y N A D Á L N I C I D 11 , S T A V B A 110 4 - 1 A 110 5 - 1 Dálnice mezi Poděbrady a Hradcem Králové prochází nížinatou oblastí. V mís5

stranách oblouku směrem k vrcholu. Nejprve se vybetonovaly krajní části, po čtrnácti dnech následovala betonáž vrcholové části oblouku. Nosná konstrukce je široká 19,3 m ve vrcholu a 37 m v patě. Monolitické mostní římsy z betonu třídy C30/37-XF4 tvoří lem nosné konstrukce. Druhým ekologickým mostem přes Slatinu je objekt H211, jednopolový dálniční spřažený ocelobetonový most o rozpětí 27,7 m. Typ mostu byl navržen tak,


4/2007

tech terénních vyvýšenin byla krajina po obou stranách dálnice propojena klenbovými mostními objekty. Kromě uvedených mostů zde vznikla řada menších ekologických dálničních mostů. Výstavba mostního objektu A234 je součástí stavby dálnice D1104-I Libice– Dobšice nad Cidlinou (obr. 6, 7). Mostní objekt slouží k převedení lesní cesty a biokoridoru pro zvěř volné šířky 40 m. Statickému namáhání konstrukce mono17

STAVEBNÍ


6

Obr. 6 Podélný řez mostem A234 Fig. 6 Longitudinal section of A234 bridge Obr. 7 Pohled na zelený most směr Hradec Králové, stavba 1104-1, SO A234 Fig. 7 View of green bridge in direction to Hradec Králové, 1104-1, SO A234 construction Obr. 8 Most SO 221 – Nadjezd polní cesty přes dálnici D11 Fig, 8 SO 221 bridge – back road flyover across D11 motorway

7

8

litického železobetonového oblouku nejlépe odpovídá tvar hyperbolického cosinu. Konstrukce překonává rozpětí 37 m při vzepětí 9,4 m s tloušťkou ve vrcholu 0,6 m a v patkách 1,4 m. Nosná konstrukce byla postavena na stacionární skruži ze železobetonu C30/37-XF4 v krajních částech konstrukce a ze železobetonu C30/37-XF3 ve vrcholu klenby.

Po šířce je konstrukce rozdělena na šest dilatačních celků. Krajní celky jsou dále rozděleny smršťovací spárou. V podélném směru je oblouk rozdělen na tři pracovní celky. Nosná konstrukce má šířku 44,5 m ve vrcholu a 76 m v místě základů. Spodní stavbu mostu tvoří dva masivní základy z betonu C30/37XA1. Objekt je založený v úrovni navět-

11

18

ralých až zdravých písčitých slínovců. Monolitické římsy jsou součástí nosné konstrukce. Příčný sklon povrchu říms je 4 % směrem od líce římsy. Výška vnější pohledové části římsy je 1,2 m a šířka 0,53 m. Výstavba mostních objektů 221 (obr. 8), 225 a 228 je součástí stavby dálnice D1105-1 Chýšť–Osičky. Mosty slouží k převedení přeložek polních cest přes nově projektovanou trasu dálnice. Nosná konstrukce mostů je navržena jako železobetonový oblouk vetknutý do masivních základů. Spodní stavba mostu je tvořena dvěma masivními plošnými základy spojenými pěti táhly. Vrchní stavba mostu je navržena jako přesypaná oblouková konstrukce na délku přemostění 41,56 m při vzepětí 8,55 m. Oblouk byl po optimalizaci navržen jako hladká křivka hyperbolického cosinu s konstantObr. 9 Letecký pohled na zásyp oblouku po vrstvách Fig. 9 Air view of arch backfilling layer by layer Obr. 10 Půdorys zeleného mostu SO 224 s prosvětlovacími otvory Fig. 10 Plan of SO 224 bridge with light openings

10


4/2007

STAVEBNÍ

ní konstrukční výškou 0,45 m, která u patek lineárně nabíhá ve vetknutí do základu na tloušťky 0,9 m. Konstrukce oblouku je ze železobetonu C30/37-XF4 v krajních částech konstrukce a C30/37-XF3 ve vrcholu klenby. Součástí nosné konstrukce jsou římsy. Nosná konstrukce byla v podélném směru betonována ve třech pracovních částech. Byla vybetonovaná na stacionární skruži. Po odstranění skruže byla táhla napnuta na 80 % a oblouk byl zásypán souměrně z obou stran (obr. 9). Mostní objekt 224 je součástí stavby dálnice D1105-1 Chýšť–Osičky (obr. 10 až 13). Most slouží k převedení nadregionálního biokoridoru volné šířky 47 m přes nově budovanou dálnici. Založení konstrukce objektu je plošné na dvou základových pasech šířky 6,5 m a výšky 1 m. Jednotlivé pasy jsou rozděleny vždy na tři dilatační úseky délky cca 30 m. Nosná konstrukce je navržena jako částečně přesypaná monolitická oblouková s teoretickým rozpětím 38 m a vzepětím 10,39 m. Střednice oblouku je navržena jako složený kruhový oblouk sledující tvar hyperbolického cosinu. Konstrukční výška činí 1,4 m v patě a 0,6 m ve vrcholu. Konstrukce je dilatačními sparami rozdělena na tři samostatné celky šířky cca 30 m. Pro omezení vlivu smršťování betonu je na Obr. 12 Pohled na zelený most SO 224 z nadjezdu SO 222 Fig. 12 View of SO 224 green bridge from the SO 222 flyover Obr. 13 Pohled na zelený most SO 224 z dálnice D11 Fig. 13 View of SO 224 green bridge from D11 motorway


11

jednotlivých dilatačních celcích navržen systém smršťovacích a pracovních spar. Krajní dilatační díl je ve své nepřesypané části vylehčen třemi otvory navrženými na radiále k ose hlavní trasy. Na obou stranách mostu je navrženo oplocení výšky 2 m proti vstupu osob na konstrukci. Oplocení je provedeno z ocelových sloupků a pletiva potaženého zeleným poplastovaným drátem. Z ÁV Ě R Projekt zmíněných úseků dálnic pro Ředitelství silnic a dálnic vypracovala firma Valbek, spol. s r. o. Zadávací i realizační dokumentaci uvedených ekologických mostů připravily firmy Valbek, spol. s r. o. a Novák & partner, s. r. o. Na realizaci mostních objektů se podíleli na dálnici D8 – STRABAG, JHP, SaM, na dálnici D11 – SSŽ, PSVS, SKANSKA. Ekologické přesypané klenbové mosty se příznivě začleňují do okolního terénu a dokazují, že při respektování rozumných požadavků z hlediska ochrany život-

12


Obr. 11 Betonáž oblouku v zimním období, zateplení skruže Fig. 11 Arch concreting in the winter season, insulation of a centering

ního prostředí už nemusí dálnice krajinu rozdělovat, jako tomu bylo v minulosti.

Ing. Vladimír Engler e-mail: [email protected] Ing. František Hanuš e-mail: [email protected] oba: NOVÁK & PARTNER, s .r. o. Perucká 1, 125 00 Praha 2 Ing. Roman Lenner e-mail: [email protected] Valbek, spol. s r. o. Vaňurova 505/17, 460 01 Liberec Ing. David Křemeček e-mail: [email protected] Valbek, spol. s. r. o. Příčná 333/12, 360 17 Karlovy Vary

13

4/2007

19

STAVEBNÍ


ZAVĚŠENÝ MOST PŘES LABE CAB LE-STAYE D B R I DG E OVE R M I L A N K A L N Ý , V ÁC L AV K VA S N I Č K A , P AV E L N Ě M E C , A N T O N Í N B R N U Š Á K Silnice I/38 prochází v současné době historickým jádrem Nymburka, kde tranzitní doprava způsobuje vysoké zatížení městského centra. Tato skutečnost vedla k rozhodnutí vybudovat severovýchodně od Nymburka obchvat města. První etapa zahrnuje nový most přes Labe a napojení na stávající komunikaci Poděbrady-Nymburk. Trasa obchvatu vede v plochém území Polabí, dopravní řešení a požadavky správy Povodí Labe zde vyžadují pro most hlavní rozpětí 132 m a malou konstrukční výšku. Vylehčená střední část hlavního pole je spřažená ocelobetonová a byla montována vyzvednutím přímo z říčních člunů. Most přes Labe je prvním zavěšeným mostem v ČR se dvěma rovinami závěsů a nízkými pylony. Navržený typ mostu, tzv. „extradosed“, představuje přechod mezi klasickým zavěšeným mostem a mostem s volně vedenými předpínacími kabely. At present the I/38 road passes through the historical centre of Nymburk and due to transit traffic, it brings a heavy traffic load to the city. These circumstances led to the decision to build a new city by-pass northeast of Nymburk including a new bridge over the Labe river. The route of the by-pass is situated in the flat plain of the Labe lowlands. Due to the traffic conditions as well as the requirements of the Labe River Authority, a main span of 132 m together with a shallow structural depth for the bridge superstructure were required. The light composite middle part of the main span was erected by lifting from the barges. This bridge is the first cable-stayed bridge in the Czech Republic with two planes of stays and low pylons. This type of so-called „extradosed“ bridge represents a transition between the traditional cable-stayed bridge and a bridge with external prestressing tendons.

20

U NYMBURKA THE LABE RIVER AT NYMBURK

V Ý V O J Z AV Ě Š E N Ý C H M O S T Ů Zavěšené mosty konkurují ostatním technologiím výstavby již od rozpětí cca 100 m. Jejich výhodou je velmi nízká konstrukční výška a variabilita, která umožňuje individuální tvarování a harmonické začlenění stavby do přírodního i městského prostředí. Vždy je nutné citlivě vnímat a respektovat místní podmínky, jinak lze zavěšeným mostem snadno vytvořit zdaleka viditelné monstrum. Pro rozpětí nad 250 m jsou zavěšené konstrukce i ekonomicky nejvhodnější alternativou, proto se v zahraničí od roku 1960 postavilo v této dimenzi už více než 140 mostů a rekordní zavěšené pole přesahuje hranici 1000 m. Ve srovnání s visutými mosty mají zavěšené mosty vyšší tuhost, přímější přenos zatížení a menší nároky na zachycení vodorovných sil v základech. Přesto se pro velká rozpětí až do počátku 60. let minulého století navrhovaly převážně visuté konstrukce. Obrat znamenalo přizpůsobení technologie předpínání i pro mostní závěsy a vyřešení dynamických účinků zatížení a větru na lehké mostovky a závěsy. Počátek moderních zavěšených mostů lze spojit s mosty přes Rýn (Düsseldorf, Köln, Bonn, Duisburg, 1958 až 1970, 260 až 350 m) a jezero Maracaibo (1962, 235 m). Další vývoj se ubíral cestou mnohonásobných závěsů po 7 až 15 m, které

umožnily významně snížit cenu m2 nosné konstrukce na přijatelnou úroveň i pro velká rozpětí. Příkladem těchto moderních konstrukcí jsou např. mosty Brotonne (1977, 320 m), Pasco Kennewick (1978, 299 m), Barrios de Luna (1983, 440 m) a Skarnsundet (1991, 530 m). Vývoj završují výjimečné konstrukce mostů Normandie (1995, 856 m), Tatara (1999, 890 m), Millau (2004, 6 x 342 m) a Yangtze (2008, 1088 m). Pro menší a střední rozpětí a pro situace, kde je nutné omezit výšku pylonu, lze hledat optimální řešení mezi spojitou konstrukcí s volnými kabely a klasickými zavěšenými konstrukcemi. Koncept „extradosed bridges“, který byl uveden J. Mathivatem v roce 1988, představuje přechod mezi běžným ohybově tuhým spojitým nosníkem komorového typu s volnými kabely a zavěšeným mostem s malou ohybovou tuhostí a šikmými závěsy kotvenými do vysokého pylonu. Výhodou řešení je nízký rozkmit napětí, a tím vyšší únavová odolnost ocelových lan závěsů při vyšším dovoleném namáhání oceli (až 60 % meze pevnosti lan, podle rozkmitu). Závěsy jsou kotvené samostatně nebo vedené spojitě přes sedla v horní části pylonu, někdy se navrhují i předpjaté stěny. Další výhodou, zejména architektonickou, je nízký pylon, který při různých směrech

Obr. 2 Příčné řezy Fig. 2 Cross sections

Obr. 1 Podélný řez Fig. 1 Longitudinal section


4/2007

STAVEBNÍ

pohledu nepotlačuje základní klidnou linku nosné konstrukce konstantní výšky, která je pouze u hlavních pilířů zesílena spodními náběhy. I mosty typu „extradosed“ se vyznačují velkou variabilitou. Příklady těchto konstrukcí jsou Ganter (1982, 174 m), Madeira (1993, 106 m), Sunniberg (1998, 140 m) a japonské mosty Odawara (1998, 122 m), Tsukuhara (1998, 180 m), Kiso a Ibi (2001, 275 m). K O N C E P Č N Í N ÁV R H M O S T U Trasa silničního obchvatu kolem Nymburka přemosťuje řeku Labe téměř kolmo. Dopravní řešení a požadavky správy Povodí Labe vyžadovaly rozpětí hlavního pole 132 m a velmi nízkou konstrukční výšku mostu. Realizovaný návrh přemostění vychází z expertizy dokumentace pro zadání stavby vypracované firmou Pontex, s. r. o., pro investora stavby ŘSD, správa Praha, v dubnu 2002. Byla provedena optimalizace, která zachovává směrové i výškové řešení trasy komunikace a všechny funkční parametry. Při optimalizaci došlo vzhledovému a funkčnímu sjednocení nosné konstrukce pro celé přemostění délky 530 m, které nyní tvoří jeden dilatační celek. Z celkové délky mostu tvoří 400 m předpjaté estakády položené nízko nad inundací, jejich podíl na ekonomii přemostění je převažující. Byla navržena jednotná koncepce příčného řezu ve tvaru TT se stejnou stavební výškou pro celé přemostění. Pro vylehčení hlavního pole a zjednodušení výstavby mostu nad řekou byla střední část délky 52 m navržena jako spřažená, což vede ke snížení hmotnosti zavěšeného pole a k redukci sil do závěsů. Profil komorových spřažených ocelových nosníků odpovídá tvaru betonových trámů předmostí. Nosná konstrukce má vyšší

ohybovou tuhost v oblasti u pylonů, kde je výška průřezu zvýšena náběhy. Dvojice jednoduchých štíhlých nízkých pylonů je vetknuta do nosné konstrukce, jejich výška nepřesahuje břehové porosty. Spodní část pylonu je železobetonová, horní část s kotvami závěsů je ocelobetonová spřažená komorová konstrukce. Počet paralelně vedených závěsů je snížen na tři, kotvení je samostatné. Toto řešení se po podrobné analýze ukázalo vhodnější než vytvoření sedel pro závěsy. Snížený počet závěsů přispívá ke zjednodušení výstavby, minimalizaci budoucí údržby, vizuálně most odlehčuje a redukuje kolizní prvky pro hejna ptáků letících v biokoridoru podél řeky. Příčný rozměr pilíře pod pylonem je zmenšen na 3 m, tím mohla zůstat nábřežní cesta v plné šířce. V inundaci je navíc umístěn pod místem kotvení skupiny závěsů jeden pilíř ve formě ocelové kyvné stojky, tato úprava výrazně sníží deformace hlavního pole. Celkové působení spodní stavby je hydraulicky příznivější, průtočná plocha pro odtok vody je zvětšena u hlavního koryta, změny v inundaci nemají vliv proudění vody při rozlití. Místo betonového svodidla bylo navrženo transparentní zábradelní ocelové svodidlo, se stejnou účinností pro zachycení těžkých nákladních vozidel. Cesta pro pěší přes most byla zkrácena a u pilířů hlavního pole bylo navrženo zajímavě tvarované ocelové schodiště. Původně byly v dokumentaci pro zadání stavby navrženy estakády na obou březích a hlavní most přes řeku Labe jako tři dilatační celky se dvěma odlišnými typy nosných konstrukcí s rozdílnou výškou nosné konstrukce (spřažené estakády – stavební výška 2,27 m, monolitická betonová nosná konstrukce hlavního


4/2007


Obr. 3 Vložený ocelový zárodek Fig. 3 Embedded steel element Obr. 4 Bednění hlavního pole Fig. 4 Formwork for the main span

mostu – stavební výška cca 1 m), s jiným materiálovým řešením, způsobem výstavby a vzhledem nosné konstrukce i spodní stavby. Na obou březích Labe byly navrženy stěnové pylony rozměru 5 x 2 m s patkou, které obkračovaly nosnou konstrukci. Omezení rozsahu spřažených konstrukcí v dlouhých polích nízko nad terénem, zrušení vnitřních kloubů, snížení počtu mostních závěrů i závěsů představuje úsporu investičních nákladů, zjednodušení budoucí údržby mostu a zlepšení jízdního komfortu.

Obr. 5 Instalace kotev závěsů před betonáží Fig. 5 Installation of the anchorages before casting

21

STAVEBNÍ


šesti pilotami. Základové bloky pilíře č. 5 a 8 pod kyvnou stojkou mají tvar obdélníka rozměrů 6,5 x 10 m a jsou podporovány osmi pilotami.

Obr. 6 Výztuž paty pylonu Fig. 6 Pylon foot reinforcement Obr. 7 Komorová hlava pylonu se závěsy Fig. 7 Pylon head chamber with stays

POPIS

KONSTRUKCE

Zakládání Podmínky pro zakládání jsou poměrně příznivé. Přibližně v hloubce 4,5 až 6,2 m pod terénem se nacházejí zdravé slínovce třídy R4 a R3, místy byly v průzkumných vrtech zastiženy polohy pevného jílovitého vápence a spongilitu. Vzhledem k geotechnickým podmínkám jsou opěry i pilíře založeny hlubinně na vrtaných velkoprůměrových pilotách ∅ 1,22 m délky 6,5 až 8 m. Všechny piloty a základové bloky jsou navrženy z betonu C25/30-5a. Hlavní pilíře č. 6 a 7 pod pylony jsou založeny na základech ve tvaru dvou osmiúhelníků s rozměry 6,8 x 7,8 m spojených příčlí šířky 3,3 m. Pod každým osmiúhelníkovým základem je sedm pilot. Ostatní pilíře jsou založeny na základovém bloku ve tvaru písmene „H“ s vnějšími rozměry 6,5 x 10 m podporovaném vždy 22

Spodní stavba Pilíře estakád konstrukčně navazují na dvoutrámovou nosnou konstrukci. Každý trám nosné konstrukce je podporován samostatným štíhlým sloupem osmiúhelníkového příčného řezu s vnějšími rozměry 2,2 x 1,4 m. Výška pilířů je proměnná od 5,6 do 10,28 m. Pilíře jsou z betonu C30/37-2bb. Na všech pilířích jsou osazena podélně vedená hrncová ložiska NGe 11 MN a je zde prostor i na osazení lisů pro případné výměny ložisek. Pilíře pod pylony jsou navrženy s obdélníkovými sloupy o rozměrech 3,5 x 3,5 m s bočními vlysy. Výška pilířů je proměnná od 5,5 do 6,64 m. Pilíře jsou z betonu C35/45-2bb. Hrncová ložiska jsou navržena pro max. reakci 40 MN. Střídavě namáhané pilíře č.5 a 8 umístěné pod zpětnými závěsy mostu jsou navrženy ve tvaru kyvných stojek z ocelových bezešvých trub vnějšího průměru 610 mm z oceli S355J2G3. V patě a hlavě stojky je vytvořen přesný čtyřstřižný čepový spoj z kruhové tyče ∅ 200 mm. Čepové desky i podkladní desky poměrně velké tloušťky jsou navrženy z materiálu S355NL, u podkladních desek byla provedena kontrola z hlediska lamelární praskavosti. Kotevní desky čepových spojů jsou k nosné konstrukci i spodní stavbě kotveny pomocí předpínacích tyčí HPT ∅ 40 mm s epoxidovým povlakem tloušťky 1 mm. Spodní desky jsou osazeny do lože z plastbetonu tloušťky min. 10 mm. Kyvné stojky jsou navrženy tak, aby byly schopny přenést tlak 6 MN, tah 3 MN a podélné dilatační pohyby konstrukce ±120 mm. Opěry ve tvaru úložného prahu se zavěšenými křídly jsou přizpůsobeny tvaru betonové dvoutrámové konstrukce. Základy opěr jsou navrženy z betonu C25/302bb, úložné prahy, křídla, ložiskové bloky a krycí plenty jsou navrženy z betonu C30/37-3b. Nosná konstrukce estakád a hlavního mostu – betonová část Nosnou konstrukci estakád tvoří spojitý nosník typického rozpětí 41 m. Příčný řez je symetrický s klasickou dvoutrámovou konstrukcí výšky 2,3 m. Nosná konstrukce nemá mezilehlé příčníky, pouze koncové

příčníky na obou opěrách. Konstrukce je navržena z betonu C30/37-3a. Betonovou část nosné konstrukce hlavního mostu tvoří pole přemosťující Labe a dvě sousední pole navazující na estakády. Rozpětí polí je 41 + 132 + 41 m. Vnitřní část hlavního pole délky 52,28 m je spřažená ocelobetonová vetknutá do čel betonové konstrukce. Hlavní pole je v 1/3 délky podporováno závěsy vedenými od pylonů. Příčný řez je symetrický dvoutrám s proměnnou výškou a šířkou. Nosná konstrukce má v místě podpor 6 a 7 hlavního pole masivní příčníky, které roznášejí namáhání z podélných trámů a pylonů do ložisek. V místech kotvení závěsů do nosné konstrukce jsou navrženy kotevní příčníky. Nosná konstrukce je navržena z betonu C35/45-3a. Betonářská výztuž je vázaná z prutů z oceli 10505-R. Na koncích betonové konstrukce (v hlavním poli nad řekou) jsou osazeny ocelové zárodky délky 700 mm z oceli S355J2G3, které umožnily přivaření ocelové konstrukce spřažené části hlavního mostního pole. Přikotvení čelní desky zárodků k betonové konstrukci je zajištěno devíti kotvami podélného předpětí a třemi předpínacími tyčemi DSI ∅ 36 mm v každém trámu. Nosná konstrukce estakád a hlavního mostu je podélně předepnuta certifikovaným předpínacím systémem DSI. Jsou použity soudržné kabely sestavené z devatenácti lan ∅ 15,7 mm – 1570/1770 MPa. V místech kotvení závěsů jsou tři extrémně namáhané příčníky. Výpočet vnitřních sil byl proveden metodou konečných prvků programem LUSAS, výztuž byla navržena pomocí zjednodušených modelů metodou „strut-and-tie“. Pro přenesení svislé i vodorovné složky sil v závěsech jsou předepnuty kabely z devíti lan ∅ 15,7 mm 1570/1770 MPa. Kabely příčného předpětí jsou dvojího druhu, jedny v příčníku obepínají závěs svojí vlásenkovou kotvou s vnitřním poloměrem zakřivení 900 mm, druhé vedou mimo žebro kotevního příčníku a jsou kotveny a napínány z boku nosné konstrukce. V nosné konstrukci v místech zakotvení závěsů jsou zabetonovány chráničky z ocelových trubek 377/16 z materiálu S355J2G3. V jejich čele je kotevní deska 600 x 600 a tloušťce 95 mm z materiálu S355NL. Konec vyčnívající z betonu má přírubový spoj pro připevnění tlumiče závěsu. Zabetonovaná část chráničky je opatřena metalizací Zn máčením v tloušť-


4/2007

STAVEBNÍ

ce 80 μm. Na vyčnívající části je proveden třívrstvý nátěr (2 x 80 μm epoxidového nátěru a vrchní vrstva z polyuretanového nátěru 80 μm. Výpočet nosné konstrukce je proveden programovým souborem TM18/POSUDKY s využitím programového preprocesoru QSD. Účinky pohyblivého nahodilého zatížení jsou určeny pomocí příčinkových čar programy DEFOR/INFLL a PC4. Dynamický součinitel byl uvažován 1,16 (odpovídající rozpětí 41 m). Pylony V podporách 6 a 7 jsou dvojice samostatných štíhlých pylonů výšky 15,8 m obdélníkového příčného řezu 1,1 x 2 m s bočními vlysy. Jsou velmi silně vyztuženy až dvěma řadami výztuže ∅ 40 mm z oceli RB500W-V. V příčném směru má štíhlostní součinitel pylonu hodnotu λ = 79. Posouzení bylo provedeno metodou náhradního štíhlého prutu podle EN 1992-1-1. V souladu s projektem byly u pylonu dodrženy tolerance svislosti a polohy ±20 mm. V horní části pylonů jsou zabetonovány komorové ocelové přípravky s kotvami závěsů. Roznášecí desky pod kotvami tloušťky 150 mm jsou nejvíce namáhanou částí konstrukce. K deskám jsou připojeny horní chráničky kabelů z roury 377/16 mm s přírubami umožňujícími připevnění přechodových kusů s tlumiči závěsů. Spodní deska skříňového nosníku z ocelového plechu tloušťky 50 mm s výztuhami zajišťuje rovnoměrný roznos sil do betonového průřezu. Boční stěny skříně jsou z plechu tloušťky 40 mm se svislými výztuhami tloušťky 50 mm v místech podkladních desek. Ve stropě komo-

ry je vstupní průlez 600 x 600 mm s poklopem. Skříňové nosníky jsou vyrobeny z oceli S355. Plechy do tloušťky 60 mm jsou z materiálu J2G3, podkladní desky a spodní výztuhy tloušťky 80 mm pak z oceli NL. Ochrana proti korozi je provedena stříkanou metalizací Zinakor ZnaL15 v tloušťce 120 μm. Na vnějších plochách jsou dále použity dvě vrstvy epoxidového nátěru tloušťky 2 x 80 μm a jedna vrstva vrchního polyuretanového nátěru tloušťky 80 μm. Na zabetonovaných plochách je stříkaná metalizace chráněna vrchní vrstvou pasivačního epoxidového nátěru tloušťky 40 μm. Přesná rektifikace polohy kotevních přípravků ve svislém i vodorovném směru byla provedena pomocí lisů a zajištěna aretací na závitových tyčích HPT ∅ 40 mm, které jsou zabetonovány do těla pylonu. Po osazení ocelových hlavic byla jejich spodní plocha podlita speciální hmotou s min. pevností 80 MPa v tlaku. Skříňový nosník v hlavě pylonu je z bočních a z vrchní strany obetonován samozhutnitelným betonem. Spřažení je zajištěno pomocí spřažených trnů výšky 100 mm, které jsou rovnoměrně rozmístěny po bočních plochách a na stropě. Závěsy Subdodavatelem závěsů je firma DSI. Jsou použity kotvy DynaGrip C55 osazené čtyřiceti osmi lany ∅ 15,7 mm St 1670/1860. Typická kotevní sestava se skládá z podkladní desky, hlavní ocelové průchodky a kotevního prstence. Na rozhraní mezi vlastním závěsem osazeným v PE trubce a ocelovou průchodkou kotvy je umístěn tzv. Exit Pipe, který obsahuje tlumící prky


Obr. 8 Zaplavení staveniště v dubnu 2006 Fig. 8 Site flooding in April 2006 Obr. 9 Rektifikace závěsu Fig. 9 Adjustment of the stay

zachycující příčné vibrace. V každém závěsu byla dvě resp. tři lana vybavena indukčními čidly pro měření síly v lanech (dodavatel Projstar Bratislava). Instalace závěsů se prováděla zasouváním po jednotlivých lanech do předem fixovaných PE trubek. Lana v závěsu jsou rovnoběžná a nesmějí se křížit. Závěsy se napínají a rektifikují na dolním konci. První napínání (aktivace) závěsů se prováděla po jednotlivých lanech zařízením Con-Ten. Jde o speciálně kalibrovanou dvojici jednolanových napínacích zařízení, která umožňuje dosažení vyrovnaných hodnot sil mezi všemi lany aktivovaného závěsu. Při postupném napínání závěsů bylo nutné kompenzovat vzájemné ovlivňování sil mezi právě napínanými závěsy a již dříve aktivovanými. S výhodou zde

Obr. 10 Montáž ocelové části hlavního pole Fig. 10 Erection of the steel girders BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2007

23

STAVEBNÍ


byly využity kontrolní hodnoty velmi citlivých indukčních čidel Projstar. Ze statických důvodů nebylo možné jednorázově aktivovat závěsy na jejich konečné síly. Po montáži vloženého ocelového pole a po vybetonování spřažené železobetonové desky ve střední části hlavního pole byla provedena rektifikace sil v závěsech pomocí masivních hydraulických jednotek Gradient Jack 61, které umožňují úpravu síly v již dříve aktivovaném závěsu najednou bez odkotvování kotevních kuželíků, a to jak zvětšením, tak i zmenšením síly v závěsu. Gradient Jack pracuje podobně jako předpínací pistole, po vnesení požadované síly do celého závěsu se dotáhne kotevní matice. Celá operace je sledována geodeticky, měřením síly a protažení na Gradient Jacku a pomocí tenzometrů osazených na lanech závěsů. Naměřené hodnoty byly ve spolupráci s projektantem okamžitě vyhodnocovány. Podobně jako u aktivace závěsů bylo nutné vzhledem k počtu dostupných jednotek Gradient Jack kompenzovat vzájemné ovlivňování sil v závěsech. Po ukončení rektifikací sil v závěsech byl celý systém závěsů dokompletován osazením tlumících prvků, ocelovými kryty a vyplněním kotevních oblastí tukem. Systém umožňuje další dopínání závěsů v bu-

doucnosti. Vývody z indukčních čidel jsou vyvedeny do měřících bodů v římsách a lze je využít k měření sil v závěsech v budoucnosti. Vložené pole Ocelová konstrukce vloženého pole délky 52,28 m je tvořena dvěma hlavními ocelovými uzavřenými nosníky v osové vzdálenosti 8 m, které jsou spojeny po 3 m ocelovými příčníky tvořenými svařovanými nosníky tvaru I proměnné výšky 250 až 776 mm. Hlavní nosníky mají tloušťky horní i spodní pásnice a bočních stěn odstupňovány dle velikosti vnitřních sil. Spřažení ocelové konstrukce s železobetonovou deskou tloušťky 245 mm je zajištěno pomocí spřahovacích trnů ∅ 19/125 navařených na horních pásnicích ocelové konstrukce. Ocelová konstrukce je proti korozi chráněna nátěry. Po spodním nátěru s vysokým obsahem zinku následují v dutině dva epoxidové nátěry 2 x 80 μm. Na vnějším povrchu je systém doplněn polyuretanovým nátěrem tloušťky 80 μm. Zabetonované části konstrukce jsou chráněny vrstvou epoxidového nátěru v tloušťce 40 μm. Vybavení mostu Na mostě jsou navrženy mostní závěry

Obr. 11 Pohled pod estakádu Fig. 11 View under the approach bridge Obr. 12 Pylon se závěsy a schodištěm Fig. 12 Pylon with stays and the staircase

MAURER s úpravou proti bludným proudům pro celkový pohyb 320 mm, resp. 480 mm. Monolitické mostní římsy z betonu C30/37-3b mají proměnnou šířku. V estakádních částech mostu je revizní chodník, v oblasti hlavního pole je veřejný chodník šířky 1,5 m s rozšířením kolem pylonu a s nástupní plošinou u schodiště. Na římsách jsou osazena zábradelní svodidla ZSNH4/H2. V místech kotvení mostních závěsů je svodidlo na délku 19 m zesíleno vložením sloupků po 1 m. Na vnějších stranách mostu je navrženo ocelové zábradlí s výplní ze sítí Tahokov. Do dutiny ocelové konstrukce vloženého pole je zajištěn přístup ocelovými dveřmi z revizní plošiny. U každého pylonového pilíře jsou navržena ocelová schodiště umožňující přístup z pobřežních stezek na veřejný chodník. Schodiště jsou navržena v souladu s architektonickým návrhem konstrukce, pylonem a mostními závěsy. Na mostě je asfaltová vozovka v celkové tloušťce 90 mm s celoplošnou izolací tloušťky 5 mm z natavovaných pásů. Odvodnění mostu zajišťují litinové odvodňovače firmy Vlček ve vzdálenosti 11 až 25 m. V Ý S TAV B A M O S T U Práce na realizační dokumentaci probíhaly jen s velmi malým předstihem před vlastní výstavbou. Pilotové zakládání bylo zahájeno na konci roku 2004. Vzhledem k vy-

Obr. 13 Začlenění mostu do krajiny Fig. 13 Fitting of the bridge into landscape

24


4/2007

STAVEBNÍ

Obr. 14 Detail mostovky a kotvení závěsů Fig. 14 Detail of the deck and anchorages Obr. 15 Přemostění řeky z pohledu řidiče Fig. 15 Crossing from the driver’s viewpoint

soké úrovni podzemní vody musela být většina základových jam pažena štětovými stěnami a trvale z nich odčerpávána voda. Vlastní základové patky i dříky pilířů byly prováděny běžným způsobem do bednění PERI. Výstavba nosné konstrukce estakád i betonové části hlavního mostu probíhala na pevné skruži tvořené bárkami a nosníky. Estakády byly betonovány v taktech po jednotlivých polích s konzolou délky 8,1 m. Přes pracovní spáru prochází vždy polovina kabelů v každém trámu, ostatní se spojkují. Část hlavního mostu na břehu mezi hlavním pilířem a kyvnou stojkou byla podepřena prostorovou skruží ALPI. V řečišti Labe byly u každého břehu umístěny vždy dvě bárky. Aby byla umožněna rektifikace bárek ve vodě při betonáži a v době do definitivního zavěšení konstrukce, byly hlavy těchto bárek osazeny hydraulickými lisy. Všechny bárky byly z materiálu PIŽMO. Bednění bylo použito systémové ALPI a tvarově nejsložitější části v oblasti kotevních příčníků byly bedněny tesařsky. Složitost navržené armatury kladla vysoké nároky na její ukládání. Aby bylo možno přesně osadit a zabetonovat armokoše pylonů a kotevní chráničky závěsů, bylo nutno nad úrovní mostovky vybudovat speciální podpěrné ocelové konstrukce. Každé z obou zavěšených vahadel bylo betonováno jako jeden betonážní celek o objemu 1 360 m3 betonu. Betonáž probíhala 24 h, betonová směs byla vyráběna ve třech výrobnách betonu a byl použit zpožďovač tuhnutí.

Následně se ve dvou etapách vybudovaly betonové dříky pylonů, na které se osadily ocelové hlavy pro kotvení závěsů, jejichž výrobu a montáž zajišťovala firma OK-BE, s. r. o. Po obetonování bočních ploch ocelových hlav samozhutnitelným betonem firma SM7, a. s., nainstalovala a aktivovala závěsy. Výrobou a montáží ocelové konstrukce střední spřažené části byla pověřena firma MCE Slaný, s. r. o. Hlavní nosníky a příčníky byly po částech vyrobeny v mostárně ve Slaném, transportovány do přístavu v Mělníku, kde byly oba nosníky včetně příčníků zkompletovány a na říčním člunu převezeny na staveniště. Vlastní montáž proběhla vyzvednutím každého z nosníků z lodi přímo do mostní konstrukce pomocí lan a zvedacích přípravků ukotvených na koncích betonových vahadel. Poté proběhla 1. rektifikace mostních závěsů. Po zavaření nosníků do ocelových zárodků zabetonovaných v čelech vahadel byla uvolněna provizorní fixace ložiska na pilíři 7 a poté byly postupně svařeny všechny montážní styky příčníků. Mostovka byla betonována běžným způsobem na systémovém bednění. Bednění bylo montováno a demontováno z podvěsné pojízdné pracovní lávky, která byla využita i pro finální protikorozní ochranu ocelové konstrukce. Po dosažení požadované pevnosti betonu se provedla závěrečná rektifikace mostních závěsů. Monolitické římsy estakád byly zhotoveny na římsových betonážních vozících ALPI, v tvarově složitější oblasti hlavního mostu pak pomocí římsových konzol DOKA. Po dokončení mostu byla provedena statická a dynamická zatěžovací zkouška. Z ÁV Ě R Zavěšené mosty jsou v České republice stále ještě považovány za neobvyklé kon-


4/2007


strukce. Každý realizovaný projekt vyžaduje od projektanta a zhotovitele projít určitou etapou optimalizace a vývoje v podmínkách velmi krátkých termínů během realizace. Stavba byla realizována podle alternativního návrhu, který zjednodušil technologii výstavby a využil kombinované působení konstrukční oceli a betonu. Nový most přes Labe patří svým umístěním a technickými parametry mezi významné mostní objekty v České republice a věříme, že se setká i s kladným přijetím veřejností. Autoři mostu chtěli zavedením řady nových konstrukčních prvků a technologií přispět k dalšímu uplatnění moderních lehkých zavěšených konstrukcí v našich podmínkách. Most s první částí obchvatu byl uveden do provozu v květnu 2007. Hlavní účastníci výstavby: Investor Projektant Zhotovitel stavby

ŘSD ČR, správa Praha PONTEX, s. r. o. Sdružení SMP CZ, a. s., Metrostav, a. s., divize 4, PSVS, a. s.

Zhotovitel SO 202 SMP CZ, a. s. – hlavní most Zhotovitel SO 202 Metrostav, a. s., D4, – estakády: JHP mosty, s. r. o.

Ing. Milan Kalný Ing. Václav Kvasnička Ing. Pavel Němec všichni: Pontex, s. r. o. Bezová 1658, 147 14 Praha 4 tel.: 244 462 231, fax: 244 461 038 e-mail: [email protected] Ing. Antonín Brnušák SMP CZ, a. s. Evropská 1692/37, 160 41 Praha 6 tel.: 222 185 111, fax: 222 325 292 e-mail: [email protected]

25

STAVEBNÍ


PADESÁT

LET

PROF. ING. JANA L. VÍTKA, CSC.

Koncem června oslavil Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc., expert akciové společnosti Metrostav a dlouholetý pracovník Stavební fakulty ČVUT v Praze, padesáté narozeniny. Svoji odbornou kariéru ve stavebnictví začal Jan L. Vítek již studiem na Střední průmyslové škole stavební v Dušní ulici v Praze 1, kterou ukončil s výborným prospěchem. Vystudoval obor konstrukce a doprava na Stavební fakultě ČVUT v Praze. Po základní vojenské službě nastoupil na interní aspiranturu, kterou ukončil během tří let dizertační prací, jejíž výsledkem byl, mimo jiné, výpočetní program pro analýzu betonových konstrukcí, které během výstavby mění statický systém. Program byl později mnohokrát použit pro řešení některých významných staveb, např. zavěšeného mostu v Táboře, mostu přes Labe u Mělníka, budovy čs. rozhlasu v Praze nebo segmentových mostů v Cardiffu ve Velké Británii. Koncem osmdesátých let se Ing. Vítek zabýval výzkumem působení betonových konstrukcí při změnách teploty a vlhkosti. V této oblasti spolupracoval s profesorem Bažantem z Northwestern University v Illinois, USA. V roce 1990 byl pozván na Universitu do Cardiffu, kde se podílel na projektu dlouhodobého sledování mostních konstrukcí. V letech 1991 až 1992 mu bylo uděleno Humboldtovo stipendium. Strávil rok na TU Stuttgart v Ústavu pro statiku a dynamiku. Tam se zabýval numerickými nelineárními modely pro působení a porušování betonu. Po návratu na Stavební fakultu ČVUT v Praze, kde až do té doby pracoval jako vědecký a později samostatný vědecký pracovník, mohl po politických změnách

26

též přednášet. Docentem se stal v roce 1994. Po krátké době přijal nabídku na místo experta pro betonové konstrukce společnosti Metrostav, a. s., avšak pokračoval ve vědecké a pedagogické činnosti na Stavební fakultě ve vedlejším pracovním poměru. V Metrostavu se zabývá hlavně prosazováním nových technologií při realizaci betonových i ocelových konstrukcí. Stal se autorizovaným inženýrem v oboru Mosty a inženýrské konstrukce a v roce 2004 byl jmenován profesorem v oboru Teorie konstrukcí a materiálů. Již od roku 1995 pracuje v odborné skupině fib (Mezinárodní federace pro konstrukční beton) pro mezní stavy použitelnosti. V období 1999 až 2006 zastupoval Českou republiku v Radě fib a současně byl předsedou Národní skupiny fib a České betonářské společnosti ČSSI. Měl významný podíl na tom, že se stala produktivní nevládní organizací na poli betonových konstrukcí. Též jeho přičiněním se podařilo po dlouhých jednáních založit společný časopis s betonářskou tématikou BETON – TECHNOLOGIE, KONSTRUKCE, SANACE vydáváný společně Svazem výrobců cementu ČR, Svazem výrobců betonu ČR, Sdružením pro sanace betonových konstrukcí a Českou betonářskou společností. Během své odborné činnosti Prof. Vítek vždy prosazuje nové trendy a technologie. Využívá k tomu nejnovějších výsledků výzkumných projektů u nás i v zahraničí. Příkladem je první aplikace samozhutnitelného betonu na monolitické nosné konstrukci mostu na Zlíchově. Jiným příkladem využití celé řady progresivních postupů je projekt vysouvaných tunelů metra pod Vltavou realizovaný v le-

tech 2001 až 2002. Použití vodotěsného betonu pro tubusy tunelů bez další izolace pod řekou byl u nás zcela neobvyklý a netradiční přístup k zajištění vodotěsnosti tunelů. Spolupráce se specialisty na měření, hydrauliku, podzemní stavby, zakládání aj. utvořila z projektu komplexní interdisciplinární dílo. Technologie výsuvu tunelu se stala originálním postupem výstavby vynuceným místními podmínkami. Stavba získala několik ocenění, mj. vysoce prestižní titul „Vynikající betonová konstrukce“ na světovém kongresu fib v Ósace v roce 2002 a Cenu Inženýrské akademie České republiky. Projekt výstavby mostu přes Rybný potok, na kterém spolupracoval s Prof. Stráským, se stal jedním z nejnáročnějších mostů na úseku dálnice D8, která byla otevřena pro provoz v prosinci 2006. Technologie vysouvání byla dovedena na hranice svých možností, avšak podařilo se významně zkrátit dobu výstavby mostu. V současné době pracuje Prof. Vítek na dalších význačných projektech z rozsáhlé činnosti Metrostavu, např. na projektu mostu přes Vltavu v Tróji, který je součástí souboru staveb městského silničního okruhu. V oblasti výzkumných projektů se Prof. Vítek celá léta systematicky zabývá výzkumem dlouhodobých deformací mostních konstrukcí. Vedl projekt podporovaný Ministerstvem dopravy, v rámci kterého byly zahájeny některé experimentální programy dlouhodobého sledování betonových mostů. Koordinoval a stále vede výzkumné projekty podporované Grantovou agenturou ČR. V současné době se zintenzivňuje spolupráce vysokých škol a realizačních firem. Tento


4/2007

STAVEBNÍ

trend by měl urychlit přenos výsledků výzkumu do praxe. Prof. Vítek se podílí na činnosti výzkumného centra pro integrované navrhování staveb (CIDEAS), které založily tři největší technické univerzity ČR společně s velkými stavebními podniky Skanska, Metrostav a SSŽ. Prof. Vítek je univerzálním odborníkem pro stavební konstrukce se zaměřením na betonové stavby. Jeho zájem pokrývá problémy výzkumu, projektování i realizace staveb. Teoretický základ získaný v počátečních letech jeho odborné dráhy mu umožňuje fundovaně hodnotit problémy vznikající v různých fázích výstavby konstrukcí. Praktická činnost ve výrobním podniku přispívá k atraktivnosti jeho přednášek na fakultě a na druhé straně výsledky výzkumné činnosti pomáhají řešit problémy praxe. Ve své práci spolupracuje s projektanty, dodavateli i výzkumníky. Vždy prosazuje spolupráci odborníků specializovaných na související problémy, neboť stavební projekty jsou týmovou prací. Při realizaci projektů se snaží nalézt co nejlepší spolupracovníky, protože jen tak lze dosáhnout tech-

nicky kvalitního a ekonomicky výhodného řešení. Respektuje význam rizikové analýzy s cílem omezit výskyt nebezpečných situací ohrožujících vlastní realizaci, termíny nebo cenu projektu. Rizikové faktory lze redukovat získáním doplňujících údajů numerickými nebo modelovými experimenty. Prof. Vítek vždy prosazuje technicky správné řešení z pohledu celkového koncepčního přístupu, a to proti nadměrnému zdůrazňování jednotlivých normových požadavků. Normy považuje za podklad legislativní, stanovující minimální kritéria. Ke každému projektu přistupuje jako ke komplexnímu problému, jehož optimální řešení má splňovat řadu kritérií, z nichž jen část je pokryta normovými předpisy. Řešení mají mít podle jeho názoru vždy určitou rezervu, neboť právě tato rezerva může v řadě případů výrazně omezit problémy s provozem stavby v budoucnosti. Rovněž navrhování s respektováním celoživotního cyklu konstrukce považuje za žádoucí zásadu, která v praxi bohužel není vždy dodržována. Přitom jde často o jedinou cestu,


jak redukovat celkové náklady stavby, respektovat podmínky udržitelného rozvoje a dosáhnout optimální rovnováhy mezi jednotlivými kritérii návrhu. Prof. Vítek je proto toho názoru, že jedna ze zásadních podmínek úspěchu projektů je úzká spolupráce mezi všemi účastníky výstavby. Prof. Vítek má dvě dcery, se kterými tráví většinu volného času. V letním období jezdí společně na kole, v zimě dávají přednost lyžování, což mu umožňuje nabrat síly pro další projekty v oblasti výzkumu i realizace. Spolupracuji s Janem Vítkem více než dvacet pět let. Této možnosti si nesmírně cením nejen já, ale mnoho dalších kolegů z fakulty i z praxe. Velmi si vážíme jeho mimořádného nadání, úsilí, zaujetí a elánu, s jakým pracuje na široké frontě výzkumu, výuky, projektování a realizací. Do dalších let mu přejeme pevné zdraví, štěstí a spokojenost v osobním životě, mnoho dalších vynikajících nápadů a úspěchů ve výzkumné, pedagogické i organizační činnosti. Vladimír Křístek

PROJEKTOVÁ, INŽENÝRSKÁ, KONZULTAČNÍ ČINNOST A DIAGNOSTIKA VE STAVEBNICTVÍ

■ Mosty a lávky pro pěší ■ Dálnice, silnice, místní komunikace ■ Diagnostický průzkum konstrukcí ■ Objekty elektro ■ Inženýrské konstrukce ■ Konstrukce pozemních staveb ■ Zakládání staveb ■ Hlavní a mimořádné prohlídky mostů ■ Technický dozor a supervize staveb

Certifikace systému jakosti podle ČSN EN ISO 9001:2001 PONTEX, s.r.o., Bezová 1658, 147 14 Praha 4, tel.: 244 462 219, 244 062 215, fax: 244 461 038, e-mail: [email protected]


4/2007

27

STAVEBNÍ


ESTAKÁDA A PLOŠINA U TERMINÁLU SEVER V PRAZE-RUZYNI – PRVNÍ ROK PROVOZU

LETIŠTĚ

APPROACH BRIDGE AND PLATFORM AT THE NORTH TERMINAL 2 OF PRAGUE RUZYNE AIRPORT – MODIFICATION OF DRIVE-IN TO PLATFORM JAN KOMANEC Článek o úpravách dopravního řešení na estakádě a plošině před novým terminálem Sever 2 na letišti Praha-Ruzyně vznikl v reakci na připomínky veřejnosti na dopravní situaci v uvedeném místě, které redakce časopisu obdržela v souvislosti s otištěním článku o nové mostní estakádě v loňském 4. čísle časopisu [1]. This article about modifications of traffic pattern on the approach bridge and platform at the new terminal S2 (North 2) of Prague Ryzyne airport has arisen in response to comments of public to traffic situation there, which journal editors obtained after publishing of the article about new approach bridge and platform in journal copy No. 4 last year [1]. The executed modification of drivein with traffic distribution to two lanes distinctively increases the capacity of drive-in toll-bars, speeds up arrivals of passengers to departure sector of the terminal and smooths down the traffic in whole area. This represents a return to original traffic pattern, which was modified during works on detailed design. Obr. 1 Celkový pohled na plošinu před terminálem Fig. 1 Overall view of the platform in front of the terminal Obr. 2 Plošina před terminálem Fig. 2 Platform in front of the terminal

28

V lednu 2006 se pro veřejnost otevřel terminál Sever 2 na letišti Praha-Ruzyně. Patrové řešení nového terminálu si vyžádalo rozdělení dopravy v přednádražním prostoru do dvou výškových úrovní. Komunikace v horním podlaží je přivedena po objektu estakády na plošinu před terminálem. Stavbu 4.1 „Komunikace a chodníky v přednádraží“ včetně mostních objektů o ploše 11 400 m2 postavilo v období od ledna do října 2004 Sdružení Doprastav, a. s., a Metrostav, a. s. s pomocí subdodavatele SMP CZ, a. s. Estakáda a plošina u nového terminálu patří z technického hlediska ke značně složitým a komplikovaným projektům. Po právu byla tato konstrukce oceněna mostním dílem roku 2005 na tradičním mostním sympoziu Mosty 2007. ZÁKLADNÍ ŘEŠENÍ Estakáda vytváří na úrovni 1. NP obslužný dopravní prostor s příjezdovou a odjezdovou komunikací umožňující oddělení příletů a odletů ve vlastní letištní budově do dvou výškových úrovní se zajištěním samostatného přístupu. Dopravně se komunikace estakády napojují na hlavní obslužnou komunikaci přednádraží. Plošina u terminálu stavebně bezprostředně navazuje na objekt terminálu Sever 2 a je s ním propojena několika vloženými lávkami a konstrukcemi eskalátorů. Lávky z příjezdové estakády jsou dovedeny k objektům parkingu C a hotelu. Výhledově je v souběhu s příjezdovou estaká-

dou počítáno se stavbou konečné stanice rychlodráhy. Ta bude propojena s objektem terminálu Sever 2 podzemní chodbou. Prostorově jsou maximální rozměry spodní stavby i nosných konstrukcí vymezeny přecházenými nebo souběžnými komunikacemi a velkým množstvím inženýrských sítí v prostoru letiště. K O N C E P C E P R O V O Z U N A E S TA K Á D Ě Základní koncepce řešení plošiny, tj. rozdělení prostoru odletů a příletů do dvou výškových úrovní, se ukázala jako velmi vhodně navržená. Provoz v jednotlivých podlažích odpovídá charakteru pohybu cestujících a vozidel na parkovišti s krátkodobým parkováním pro zónu příletů a odletů. V prostoru pod plošinou (příletová zóna) jsou umístěna stanoviště taxi a nástupiště autobusů MHD. Cestující si zde najímají vozidla taxi, vyčkávají na příjezd autobusů event. vozidel individuální osobní dopravy, která parkují před plošinou, a jsou konstrukcí plošiny chráněni před nepříznivým počasím či prudkým sluncem. Do prostoru na plošině přiváží osobní vozidla, vozy taxi případně minibusy cestující k odbavení a odletu. Počítá se s vyložením zavazadel a případně s výpomocí jejich přesunu do prostoru přilehlé budovy terminálu a následným odjezdem vozidel. Režim krátkodobého parkování je ovládán parkovacím systémem s vjezdovou a výjezdovou závorou,


4/2007

STAVEBNÍ

která umožní bezplatný odjezd vozidla po dobu max. 15 min; následně je parkování zpoplatněno částkou zhruba trojnásobnou oproti velkokapacitním letištním parkingům a parkovištím vedle plošiny. PŘÍJEZD

VOZI DE L NA PAR KOVIŠTĚ

P LO Š I N Y P O E S TA K Á D Ě

Na parkoviště umístěné na plošině přijíždí osobní vozidla a minibusy; vjezd autobusů a nákladních vozidel je zakázán dopravním značením. V případě potřeby mohou na plošinu vjet vozidla IZS včetně těžkých vozidel hasičů. Komunikace na vjezdové estakádě má šířku 6 m a vede po ní jeden jízdní pruh. Dle původního projektu se tento pruh v místě vjezdu na plošinu rozdělil na dva pruhy šíře 2,5 m se středním dělícím ostrůvkem. Oba vjezdové pruhy byly opatřeny systémem parkovacích závor. Během realizace objektu byl uplatněn požadavek na maximální usnadnění vjezdu těžké a rozměrné techniky hasičů do prostoru před terminálem. Proto bylo od realizace dělícího ostrůvku upuštěno. Během prvního roku provozu se ukázalo, že při odletech v letních měsících, kdy se kombinují pravidelné a charterové lety a výrazně narůstá počet odlétajících cestujících, vznikají na vjezdu dlouhé kolony čekajících vozidel. S mnohaminutovým čekáním na vjezd narůstala nervozita řidičů i cestujících, což často způsobovalo chybnou manipulaci s vjezdovým parkovacím zařízením vydávajícím karty, a tím nárůst zdržení na vjezdu. Navíc se objevily případy zneužívání vydaných karet, které vedly k zablokování vozidel vjezdovou závorou. V případě poruchy vozidla v tomto místě by došlo k zablokování vjezdu na dobu, než by se podařilo nepojízdné vozidlo odstranit. Protože se situace s dlouhým čeká-

ním vozidel na vjezd opakovala, bylo rozhodnuto o zřízení středního dělícího ostrůvku, který by svým uspořádáním vyhovoval i vjezdu vozidel hasičů. Na základě objednávky Letiště Praha, s. p., byla vypracována jednostupňová dokumentace úpravy vjezdu včetně souvisejících objektů a dopravně-inženýrských opatření během výstavby. Střední ostrůvek byl na rozdíl od dokumentace ze stupně DSP navržen až v rozšířené části vjezdu s koridorem pro osobní vozidla šířky 2,3 m vlevo a pro vozidla ostatní o šířce 3,5 m na pravé straně. Technické řešení úpravy je velmi komplikované. Z důvodu zachování funkce původního izolačního systému bylo rozhodnuto o uložení ostrůvku na povrchu ochrany izolace s přikotvením dodatečně vrtanými a vlepovanými kotvami v nerezovém provedení. Bylo nutno najít v konstrukci nejvhodněji situované původní zabetonované chráničky kabelových přípojek a upravit je pro vyvedení do šachty na ostrůvku. Chráničky určené v původním ostrůvku pro kamerové systémy budou nyní nově využity pro parkovací systémy. Pro výhledově osazované kamerové systémy se vytvoří prostupy na dolní povrch desky nosné konstrukce, odkud bude možno kabely snadno napojit do kabelovodů pod oplechovanými spodními částmi říms. Na ostrůvku bude osazena čtečka vydávající parkovací lístky, závora a osvětlená dopravní značka upozorňující řidiče na nutnost řazení do pruhů. Na levé římse budou zřízeny nové kotevní bloky pro osazení čtečky a závory. Odvodňovač osazený v odvodňovacím proužku levého pruhu bude výškově upraven tak, aby jeho mříž byla v rovině povrchu vozovky a přejezd přes ni měl minimální vliv na pohodu jízdy. Nové řešení prostoru vjezdu realizovala


4/2007


Literatura: [1] Kalný M., Komanec J., Engler V.: Estakáda a plošina u letištního terminálu Sever 2 v Praze-Ruzyni, BETON tks 4/2006, str. 16–18

společnost SMP CZ, a. s., v měsíci červnu 2007 ve velmi krátké lhůtě tří týdnů. Vjezd je vybaven dvojicí závor, takže v případě menšího provozu lze jeden pruh uzavřít a nebo zde provádět event. údržbu či opravy bez výrazného omezení přijíždějících vozidel při zachování plné funkčnosti parkovacího systému. Z ÁV Ě R Úpravou vjezdu na plošinu bylo vyřešeno jedno z kritických míst provozu na tomto objektu způsobem, který zásadně zvyšuje kapacitu vjezdu při zachování základních požadavků na jeho šířkové uspořádání z hlediska skladby vjíždějících vozidel. Realizované uspořádání umožní i plně funkční provoz při poruše vozidla v kritickém místě. Doufáme, že cestující ocení tuto úpravu, jejímž důsledkem bude zrychlení příjezdu k budově odletového terminálu, protože bezproblémově fungující doprava je nejlepší vizitkou pro návštěvníky našeho hlavního města. Ing. Jan Komanec Pontex, s. r. o. Bezová 1658, 147 14 Praha 4 tel.: 244 462 235 e-mail: [email protected], www.pontex.cz

Obr. 3 Původní řešení vjezdu Fig. 3 Original drive-in Obr. 4 Vjezd po úpravě Fig. 4 Drive-in after modification

29

M AT E R I Á LY M AT E R I A L S

A TECHNOLOGIE AND TECHNOLOGIES

KONCEPCE

ŽIVOTNOSTI MOSTNÍCH ZÁVĚSŮ SSI 2000 SSI 2000 STAY CAB LE SYSTE M CONC E PT OF DU R AB I LIT Y P AV E L S M Í Š E K Dnešní mosty jsou obvykle navrhovány na životnost 100 let. Protože některé nároky (doprava, údržba, znečištění…) se neustále zvyšují, je přirozené, že vývoj technologie mostních závěsů neustále pokračuje. Zásadní téma, bezesporu z investorského úhlu pohledu, je životnost systému závěsů.

Today bridges are generally designed for a live up to 100 years. As some constraints (traffic, maintenance, pollution …) are becoming increasingly more demanding it is natural the stay cable technology is keeping developing to provide the state of the art stay cable solution for complex and thereto everchanging engineering requirements. The issue, definitely as for investor’s

point of view, is the stay cable system durability. SSI 2000 mostní závěsy (obr. 1) je vyvážený komplexně vyvinutý systém zohledňující těsnou vazbu mezi montáží nosné konstrukce a instalací závěsů, která se provádí pomocí lehkého flexibilního zařízení. Závěsy umožňují monitoring sil, rektifikaci, prohlídku, snadnou vyměnitelnost

1 3

2 4

30

5


4/2007

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G I E S a jsou uzpůsobené k případné pozdější instalaci tlumičů vibrací. Tyto charakteristiky jsou důležité ve fázi výstavby, resp. dávají možnost korekcí během užívání konstrukce. Samotná životnost závěsů je určena jejich únavovou pevností a protikorozní ochranou. Přenos tahových sil zajišťují HDPE těsně potažená lana injektovaná mazivem resp. voskem vyráběná a kontrolovaná dle VSL specifikace pro zajištění jejich požadoObr. 1 SSI 2000 aktivní kotvení Fig. 1 SSI 2000 Stressing end Obr. 2 Test ohybové únavové pevnosti lan Fig. 2 Strand flexural fatigue test Obr. 3 Instalace 91 lanové aktivní kotvy SSI 2000, zavěšený most přes Odru Fig. 3 91 strand SSI 2000 stressing anchorage placing, Odra Stay Cable Bridge Obr. 4 Mosty přes Něvu Fig. 4 Neva stay cable bridge Obr. 5 Most Wadi Abdoun Fig. 5 Wadi Abdoun stay cable bridge

vané únavové pevnosti 300 MPa resp. 200 MPa po zakotvení (obr. 2). Ve volné délce závěsu jsou poplastovaná lana dále chráněna vnější, zpravidla s ohledem na estetickou stránku ko-extrudovanou barevnou HDPE chráničkou. V případě plastu určuje agresivitu prostředí rozhodujícím způsobem iradiační energie. Urychlené testy stárnutí vzorků HDPE chrániček v nezávislých laboratořích potvrdily stabilitu mechanických vlastností, stejně jako jejich stálobarevnost. Zvláštní důraz je kladen na protikorozní ochranu SSI 2000 kotvení, která se dělí do třech skupin: • Nevyměnitelné nepřístupné ocelové části včetně ochrany nejsložitějšího detailu závitu aktivní kotvy jsou opatřeny speciálně vyvinutým zinko-hliníkovým protikorozním systémem s životností 100 let v nejagresivnějším prostředí C5 dle standardu EN ISO 12944-2. • Nevyměnitelné snadno přístupné ocelové části jsou navrženy rovněž na životnost 100 let při prvotním údržbovém cyklu 25 let a následném pravidelném á 15 let.

• Vyměnitelné komponenty jsou navrženy s životností 25 let. SSI 2000 kotvení s výše uvedeným systémem protikorozní ochrany je použito na zavěšených mostních konstrukcích v České republice • D8 0807/IA Trmice–Knínice • SO A 252 Lávka pro pěší nad přeložkou Žižkovy ulice, hlavní dodavatel Chládek & Tintěra, a. s., projekt VPÚ DECO Praha, a. s. • D47 – Zavěšený most SO 201 přes Odru a jezero (obr. 3), hlavní dodavatel Skanska DS, a. s., projekt Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. nebo např. na mostech přes Něvu v Petrohradě (obr. 4) a mostu Wadi Abdoun v Amánu (obr. 5). Také v obou zahraničních případech instalovali závěsy specialisté z České republiky.

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

Vaše spojení s vývojem nových technologií DODATEČNÉ PŘEDPÍNÁNÍ • mostních konstrukcí • konstrukcí budov • sil, nádrží a zásobníků • mostní závěsy • bezesparé podlahy • spínání budov • prodej předpínacích tyčí TECHNOLOGIE • manipulace s těžkými břemeny • výsuv mostních konstrukcí • letmá betonáž • mostní segmenty GEOTECHNIKA • opěrné stěny • trvalé zemní kotvy


4/2007

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

31

FS ITRA EV M E BN NÍ Í P K RO EZ N ES N TT RA U CK EC E COMPANY

P R E S E N TAT I O N

EVROPSKÝ SVAZ VÝROBCŮ LEHKÉHO KAMENIVA NA BÁZI EXPANDOVANÉHO JÍLU EXCA – E U ROPEAN EXPAN DE D C L AY ASSOC IATION Poprvé v historii se všichni hlavní evropští výrobci lehkého kameniva na bázi expandovaných jílů (v ČR známo pod názvem keramzit) spojili v jedno sdružení. Evropský svaz výrobců lehkého kameniva na bázi expandovaného jílu (dále EXCA) byl založen 12. ledna 2007 a jedním ze zakládajících členů se stala také společnost Lias Vintířov, Lehký stavební materiál, k. s., vyrábějící lehké kamenivo pod obchodním názvem Liapor. Seznam všech zakládajících členů je následující: Argex (Belgie), Dansk Leca (Dánsko), Fibo Exclay Deutschland (Německo), Laterlite (Itálie), Liapor (Německo), Lias Vintířov (Česká republika), Maxit (Dánsko, Finsko, Norsko, Polsko, Portugalsko, Španělsko) a Svensk Leca (Švédsko). Jedná se o neziskovou organizaci, která spadá pod belgické právo. Prezidentem svazu byl zvolen Kjell H. Helgesen (Maxit Norsko), členy rady svazu jsou zástupci firem Laterlite, Maxit, Argex Belgie a Liapor. Sekretariát svazu sídlí v Bruselu. Reprezentovat zájmy jednotlivých členů na evropské úrovni byl jeden z hlavních záměrů vedoucích k založení svazu, tak

jako udržovat permanentní dialog s ostatními průmyslovými svazy (CEMBUREAU, CEPMC, ERMCO, UEPG atd.) a jednotně předkládat pohled výrobců lehkého kameniva na technickou, environmentální a energetickou problematiku včetně spojení sil při propagaci využití lehkých kameniv. Cílem svazu je aktivně participovat na tvorbě evropské legislativy týkající se nejen průmyslu výroby lehkých kameniv na bázi expandovaného jílu (obr. 1), ale také týkající se využití, možných aplikací a zkušebnictví těchto kameniv a samozřejmě se, v neposlední řadě, zabývat součinností s národní legislativou. Základní organizační struktura je mimo nejvýše stojícího prezidenta a rady svazu tvořena dvěma základními pracovními skupinami, které jsou dále rozděleny do tématických skupin dle schématu na obr. 2. Témata či úkoly jednotlivých tematických skupin jsou následující: • Pracovní skupina Produkce a environment: TG P&E 01 základní surovina TG P&E 02 výroba a povolenky z hlediska životního prostředí

>]xSbdgRO\ÝQVZSUWaZObWd\QVR]Yc[S\b×

$ #!"

#$

#"%

#

#

TG P&E 03 energie, klimatické změny a odpady • Pracovní skupina Normy a použití: TG S&U 01 evropská normalizace produktů a související zkušební metody v CEN TC 154/ SC 5 a SC 6 (mimo jiné také lehké betony) TG S&U 02 expandovaný jíl v oblasti stavebního inženýrství (aplikace) TG S&U 03 environmentální profil lehkého kameniva na bázi expandovaného jílu TG S&U 04 REACH (nařízení Evropského parlamentu a Rady (ES) č. 1907/2006 o registraci, hodnocení, povolování a omezování chemických látek, o zřízení Evropské Agentury pro chemické látky) Komplexně se tedy řeší a bude řešena nejen legislativní a výrobní problematika, ale také aplikace týkající se lehkého kameniva na bázi expandovaného jílu, a to například oblast technologie betonu, geotechnika a komplexní zkušebnictví. Ing. Michala Hubertová, Ph.D. Lias Vintířov, Lehký stavební materiál, k. s. www.liapor.cz, www.exca.eu

" % "

!%% !#

!

#&

Obr. 1 Počet legislativních dokumentů v environmentální oblasti vydaných legislativou EU v letech 1990 až 2005

& #

"%

'

'

""

$"

#

"

!

'''

''&

''%

''$

''#

''"

''!

''

''

''

@]Y

Obr. 2 Organizační struktura Evropského svazu výrobců lehkých kameniv na bázi expandovaného jílu

D/:<Ë6@=;/2/

@/2/

53<3@Ë:<ÎB/83;<Î9

^ÒQ]d\aYc^W\O >@=2C913/33

32

B5>3

^ÒQ]d\aYc^W\O <=@;G/>=CÏ7BÎ

B5>3

B5AC

B5AC

B5AC!


B5AC"

4/2007

¿ÜÔãâåµ¸ÇÂÁÝÔÞéìéWØáb¡¡¡

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

ììì£áÞÖåäç£Øï

XXX[BQBD[

XXXSFBEZNJYD[

XXXDFNFYDPN

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

XXXMBGBSHFD[

XXXTUBDIFNBD[



MONOLITICKÉ

BETÓNOVÉ ZVODIDLÁ NA CESTÁCH SR, SKÚŠKY A REALIZÁCIA CONCRETE CRASH BARIER CAST-IN-PLACE ON ROADS OF SR, TESTS AND PLACING IGOR HALAŠA, FRANTIŠEK LENÁRD, P AV E L V I S K U P Obojstranné monolitické betónové zvodidlo s výškou 1100 mm, v ktorom sa nachádza iba usmernená predpínacia výstuž zachytávajúca normálovú silu od nárazu vozidla, je variantným riešením prefabrikovaných prvkov zvodidiel pre budovanie bariéry záchytného systému k zvyšovaniu pasívnej bezpečnosti v cestnej infraštruktúre SR. The two-sided monolithic concrete crash barrier 1,100 mm high, in which only directed tendons receiving the normal force from the car crash is situated, represents an alternative solution in the field of prefabricated elements of road barriers for the construction of barriers of the safety system aimed to increase passive safety in the road infrastructure of the Slovak Republic. Monolitické zvodidlo sa zhotovuje kontinuálne podľa projektom určenej trasy s použitím finišera a špeciálnej formy ako ilustruje obr. 1. Betón konzistencie C1 je dopravovaný autodomiešavačmi, pričom je nutné zabezpečiť jeho pravidelný, nepretržitý prísun. Pokiaľ je prekroObr.1 Fig.1

Pohľad na výrobu. View of production

Vlastnosť / skúška

Požiadavka

Maximálny vodný súčiniteľ (w)

Zistená hodnota pri PST

pri VKS

maximálne 0,45

0,39

0,38

Konzistencia čerstvého betónu „podľa zhutniteľnosti“

Index zhutniteľnosti 1,45 až 1,26 pri spracovaní betónu

po 45 minútach: 1,35

–

Konzistencia čerstvého betónu „sadnutím kužeľa“

S1 (10 až 40 mm) pri spracovaní betónu

po 45 minútach: 10 mm

po 5 minútach: 17 mm

Obsah vzduchu v čerstvom betóne pri spracovaní

min. 4,0 % max. 5,0 % pre Dmax 22

po 45 minútach: 4,7 %

po 5 minútach: 4,6 %

Pevnosť v tlaku po 28 dňoch [N/mm2]

37 + 9 = 46

46,5

45,5

Stupeň porušenia 2 ≤ 500

439,15

249,11

Stupeň porušenia 3 ≤ 1000

517,02

–

Odolnosť povrchu betónu proti pôsobeniu vody a ChRL po 100 cykloch [g/m2] Odolnosť povrchu betónu proti pôsobeniu vody a ChRL po 150 cykloch [g/m2]

Pozn.: PST = počiatočná skúška typu; VKS = výrobno-kontrolné skúšky; ChRL = chemické rozmrazovacie látky

čený kritický čas vo vzťahu k spracovateľnosti betónu, výroba zvodidlovej bariéry sa preruší, aby sa časť už zhotoveného výrobku nenávratne neznehodnotila. V mieste dočasného prerušenia výroby sa musí koniec bariéry vhodne upraviť pre plynulé nadviazanie betonáže ďalšieho úseku. Nároky kladené na výro-

Tab.1 Tab.1

Niektoré z vlastností betónu [1], [2]. Some properties of concrete [1], [2]

bu, dopravu, kontrolu, spracovanie betónu a ďalšie nadväzné činnosti sú výrazne prísnejšie ako pri vykonávaní „bežných“ betonáží. Výsledkom je relatívne rýchla finálna výroba bariéry bez dodatočného nastavovania či predpínania prefabrikovaných zvodidiel. VLASTNOSTI BETÓNU V popisovanom prípade je použitý betón „C30/37 – XC4, XD2, XF4 (SK) – Cl 0,1 – Dmax 22 – C1 – max. priesak 50 mm podľa STN EN 12390-8“ vyrábaný a kontrolovaný podľa STN EN 206-1/Z1:2002. Podľa príslušných článkov predmetnej normy ide o betón pevnostnej triedy C30/37, ktorý je odolný voči korózií vplyvom karbonatácie (XC4), voči vplyvom chloridov (XD2) a vplyvu striedavého pôsobenia mrazu a rozmrazovania s rozmrazovacími prostriedkami (XF4). Maximálny obsah chloridov v betóne je v kategórií Cl 0,1 a najväčšie zrno kameniva v betóne je Dmax 22. Tab. 1 uvádza niek-

34


4/2007

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

2a

toré vlastnosti betónu zistené pri vykonávaní Počiatočnej skúšky typu na betón a tiež počas realizácie samotného zvodidla na trase slovenskej diaľnice D1 v úseku Vrtižer – Hričovské Podhradie. VÝROBA ZVODIDLA Odhliadnuc od vlastností požadovaných od betónu, samotné zvodidlo musí spĺňať náročné kritériá dané svojou funkciou v mieste vybudovania. Jedným z takýchto kritérií je tvar prierezu – NEW JERSEY. V procese výroby zvodidla je kľúčovou vlastnosťou konzistencia betónu. Pokiaľ sa do formy dostane „riedky“ betón, zhotovené zvodidlo po opustení formy neudrží

2b

predpísaný tvar, prípadne sa úplne „rozleje“. Na druhej strane, vo forme inštalovaná veľkosť vibrácie nebude schopná príliš hustým betónom zaplniť celý prierez formy, a teda vzniká taktiež nevhodný tvar výrobku. Obr. 2a ilustruje pokus o výrobu zvodidla s použitím betónu s príliš hustou konzistenciou. Tvarovú stálosť zvodidla zabezpečuje okrem vhodnej konzistencie tiež zrnitosť a krivka zrnitosti použitého kameniva, ktoré tvorí kostru figúry vzájomným zaklinením sa. Obr. 2b ukazuje rozloženie zŕn kameniva v korune zvodidla (vo výške približne 900 až 1100 mm) pričom je evidentné, že intenzívna vibrácia pri výro-


4/2007

Obr. 2 a, b Overovací úsek zvodidla po použití „hustého“ betónu a detail – priečny rez betónom. Obr. 2 a, b Test section of the road barrier after application of „dense“ concrete and detail – cross section of the concrete

be nespôsobuje segregáciu zŕn kameniva po výške výrobku. Napätie v betóne vyvolané rozdielom teplôt medzi jadrom prierezu a povrchom zvodidla môže byť za nepriaznivých okolností príčinou vzniku povrchových trhlín. V reálnych podmienkach zistený rozdiel teplôt medzi jadrom a povrchom zvodidla bol vždy menej ako

35



Obr. 3 Priebeh teplôt počas prvých 21 hod od vyrobenia. Fig. 3 Temperature diagram during the first 21 hours after production

#

Obr. 4 a) Príprava zvodidiel pre tzv. bariérovú skúšku, b) nákladný automobil po náraze na zvodidlo. Fig. 4 a) Preparation of crash barriers for the so called barrier test, b) a lorry after the crash into the barrier

BS^Z]bOI1K

"

!

Obr. 5 Konečná deformácia zvodidla po náraze T 815. Fig. 5 Ultimate deformation of the barrier after the T 815 crash

dÝ`]PO hd]RWRZO

#

#

vOa]Rdg`]PS\WOIV]RK 8OR`]^`WS`Shchd]RWRZO

4a

4b 5

>]d`QV]dtdàbdOhd]RWRZO

BS^Z]bOd]Y]Zhd]RWRZO

20 °C. To by malo zabezpečiť, že ochladzovanie povrchu vplyvom okolitého prostredia a zároveň nárast teploty v jadre betónu nespôsobí vznik trhlín. Príklad konkrétneho merania priebehu teploty v jadre a v povrchovej vrstve v závislosti na teplote okolia zvodidla počas prvých 21 h od jeho vyrobenia je uvedený na obr. 3. SKÚŠKY PASÍVN E J B EZPEČ NOSTI Konštrukcia zvodidla bola vybudovaná na letisku v Milovicach v ČR (obr. 4a) a 6. júna 2006 podrobená skúške pasívnej bezpečnosti podľa požiadaviek STN EN 1317 časť 1, 2 z roku 2000 pre tzv. výkonnostnú triedu „H4a“, čo predstavuje veľmi vysokú úroveň zachytenia. Skúška bola vykonaná nárazom nákladného automobilu Tatra 815 s celkovou hmotnosťou 30 t pod uhlom nárazu 20° pri nárazovej rýchlosti 65 km/h a nadväzne nárazom osobného automobilu, pri rovnakom uhle nárazu, s hmotnosťou vozidla 900 kg a rýchlosti pri náraze 100 km/h (obr. 4b). Tvar konečnej deformácie zvodidla – tzv. pracovnej šírky ilustruje obr. 5. Takzvané bariérové skúšky, v Európe podľa požiadaviek európskych noriem, robí približne desať autorizovaných skúšobní a skúšky zvodidiel pre najvyššiu úroveň zachytenia robia iba tri skúšobne. Skúšky predmetného zvodidla pre Doprastav, a. s., vykonal Technický a zkušební ústav stavební Praha, s. p. Podľa ustanovení zákona č. 90/1998 Z. z. o stavebných výrobkoch v znení neskorších predpisov a vykonávacej vyhlášky MVRR SR č. 158/2004 Z. z. v znení vyhlášky MVRR SR č. 119/2006 Z. z. predstavujú tieto normy potrebné technické špecifikácie pre určenie parametrov zvodidla ako stavebného výrobku zabudovaného do konštrukcie stavby. Autorizovaná osoba vydáva certifikát zhody, na základe ktorého výrobca zvodidla nadväzne vydá vyhlásenie zhody za podmienky dodávok betónu požadovaného zhotoviteľom zvodidla a dokladovaných certifikátom vnútropodnikovej kontroly pre výrobcu betónu a jeho vyhlásenia zhody o betóne. Zákon o stavebných výrobkoch je v SR úplným prevzatím smernice Rady EÚ č. 89/106/EHS v znení smernice Rady č. 93/68/EHS o označovaní výrobkov európskym označením zhody CE. Vzhľadom ku skutočnosti, že ešte neboli vydané EN 1317 – Časť 4: Skúšobné kritéria na nárazové skúšky a skúšobné postupy pre koncovky a priechodné prvky ako aj Časť 6: Kritéria životnosti a posudzovanie zhody, je možno uplatniť na predmetný výrobok len národné technické špecifikácie a označiť ho iba národným označením zhody CSK. Z ÁV E R Monolitické betónové zvodidlo obojstranné s výškou 1100 mm bolo po prvý krát v rámci Slovenska zrealizované na diaľnici D1

36


4/2007


Ing. František Lenárd tel.: +421 248 271 279 e-mail: [email protected] Ing. Pavel Viskup tel.: +421 248 271 153 e-mail: [email protected] oba: Doprastav, a. s. Drieňova 27, 826 56 Bratislava 2

Řada přídavných modulů Rozsáhlá knihovna profilů Snadné intuitivní ovládání 6 500 zákazníků ve světě Nová verze v českém jazyce Zákaznické služby v Praze

Ing. Software Dlubal s.r.o. Anglická 28,120 00 Praha 2 Ing. Software

Dlubal

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

Inzerce 96,5x132 zrcadlo (Beton 1 1


4/2007

Program pro výpočet konstrukcí metodou konečných prvků

Statika, která Vás bude bavit ...

Ing. Igor Halaša BetónRacio, s. r. o. Skladová 2, 917 00 Trnava tel.: +421 335 531 531 e-mail: [email protected]

Program pro výpočet rovinných i prostorových prutových konstrukcí

www.dlubal.cz

v úseku Vrtižer – Hričovské Podhradie v dĺžke približne 7,5 km. Kritériá tzv. pasívnej bezpečnosti, pre záchytné bezpečnostné zariadenia na pozemných komunikáciách, ktoré výrobok spĺňa, podstatnou mierou prispievajú k zvyšovaniu bezpečnosti na cestách. Výrobca Doprastav, a. s., uvádza na trh betónové monolitické zvodidlo pod označením DPS – BZM – 1,1 m s vyhlásením zhody a označením zhody CSK. Pre umiestnenie na českom trhu je vydaný český certifikát zhody a Prohlášení o shodě s národným označením zhody používaným v ČR.

RSTAB RFEM

Demoverze zdarma ke stažení

Literatúra: [1] Protokol o počiatočnej skúške typu č. BB 2006/0073 z 8. augusta 2006, spracovateľ BetónRacio, s. r. o., Trnava [2] Protokoal č. B 2007/0135 z 16. 1. 2007 a Protokol č. B 2007/0132 z 22. 1. 2007, spracovateľ BetónRacio, s. r. o., Trnava

20.9.2006 8:31:45

37



NOVÉ SPOJENÍ – ESTAKÁDA PŘES MASARYKOVO NÁDRAŽÍ – PODPĚRNÁ KONSTRUKCE A BEDNĚNÍ N EW CON N ECTION – R AI LWAY VIADUCT OVE R TH E MASARYK’S R AI LWAY STATION – SU PP ORTI NG CONSTR UCTION AN D FORMWORK SYSTEMS M I LO S L AV M I H Á L Článek popisuje návrh a výstavbu náročné podpěrné konstrukce a bednění pro stavbu Nové spojení – Estakáda přes Masarykovo nádraží. The design and building of demanding supporting construction and formwork systems for bridge structures of New connection – Railway Viaduct over the Masaryk‘s Railway Station are described in this article. Estakáda přes Masarykovo nádraží patří mezi projekty, které svým rozsahem a obtížností zaujmou nejen odbornou veřejnost. Jak v odborných publikacích, tak i z jiných mediálních prostředků jste se mohli dozvědět množství zajímavých údajů o tomto díle, které se týkaly nejrůznějších technických parametrů, architektonických návrhů nebo budoucího významu pro železniční dopravu. Hlavní snahou následujících řádků je přiblížit vám něco nového – a to je pohled na tuto stavbu ze strany dodavatele bednění,

které je neodlučitelnou součástí nejen při výstavbě tohoto mostu. Návrh a dodávka bednění pro stavbu estakády byla rozdělena do dvou samostatných částí: bednění pilířů a bednění nosné konstrukce. BEDNĚNÍ PILÍŘŮ Pro zhotovení mohutných, avšak elegantně vyhlížejících železobetonových mostních pilířů bylo potřeba navrhnout atypické bednění, které přesně kopírovalo stanovený tvar a současně bylo dostatečně tuhé, staticky únosné a umožňovalo bednění bez větších úprav opakovaně použít při výstavbě všech pilířů (obr. 1). Na vytvoření bednicích forem byl použit systém nosníkového bednění, jehož základem jsou nosné rošty tvořené z ocelových vodorovných převázek (profil 2x U100) a svislých dřevěných nosníků H20. Na předmontované rošty byly připevněny dřevěné ramenáty, které vytvořily daný tvar pilířů. Vše bylo nutno nadimenzovat na zvýšené zatížení od samozhutnitelného betonu (SCC). Ten byl navržen z důvo1a

#

38

!

"

!

BEDNĚNÍ

NOSNÉ KONSTRUKCE

Podpěrná skruž Zásadní vliv na návrh podpěrné skruže a bednění měla skutečnost, že nosná konstrukce komůrkového průřezu byla navržena jako kombinace prefabrikovaných dílců a monolitického betonu. Od

1b

Obr. 1 Bednění pilířů – Nosníkové bednění DOKA TOP 50 Fig. 1 Piers formwork – DOKA large-area formwork TOP 50

>¿Îv<Ü¿3H

"

du vysokého stupně vyztužení konstrukce pilíře bez možnosti použití vibrátoru. Celé bednění bylo předem ve výrobně atypických bednění předmontováno do sestav, které potom byly na stavbě dle plánů a pod vedením montážních mistrů dodavatele bednění sestaveny do kompletní podoby. Vlastní betonáži pilířů předcházela betonáž vzorků, na kterých byla definitivně stanovena rychlost betonáže a byla doladěna i samotná receptura betonové směsi. Rozhodující bylo nejen bezproblémové vyplnění bednění betonem, ale i snaha o maximální snížení hydratačního tepla. Současně byla na vybetonovaném vzorku odsouhlasena kvalita povrchu betonu a otisk po bednění.

"

Obr. 2 Charakteristický příčný řez (1, 4 prefabrikované části a části 2, 3, 5 monolitický beton) Fig. 2 Typical cross-section (1, 4 prefabricated parts and parts 2, 3, 5 monolithic concrete)


4/2007


Osazení prefabrikátů Důležitou úlohou byl rovněž návrh systému podepření pro prefabrikáty, který mimo přenesení vertikálního zatížení musel umožnit jejich výškovou modifikaci v době montáže. Díky tomu bylo možné prefabrikát ustavit do požadované výškové polohy (obr. 3). Pod každý prefabrikát (20 t) byla navržena dvojice podpěrných věží STAXO, na kterých se z ocelových nosníků (2x U100) vytvořila plošina s podlahou. Pro umožnění výškového nastavení byly jako pod-

''#

¿3H]aOhS\^`STOP`WYtbc( 0 BD@2p2¿3D=

23B/7:/(

@Ë;&

1

/

@Ë;&

toho se odvíjel pracovní postup, který je z pohledu bednicích prací rozdělen do následujících fází (obr. 2): • osazení prefabrikátů • betonáž spodní desky (tloušťky 0,35 až 0,85 m) • betonáž trámů a příčníků • osazení prefabrikátů „filigránů“ • betonáž horní desky Komplikovanou úlohou při projektování podpěrné konstrukce bylo navrhnout takové řešení, které zajistí statickou únosnost, přijatelnou pracnost a ekonomickou dostupnost podpěrného systému. Při detailním řešení podpěrné konstrukce musely být vyřešeny následující hlavní úkoly: • podpěrná skruž musí přenést celou tíhu mostu (od všech fází pracovního postupu popsaného na obr. 2) • v podélném směru vyřešit polygonální tvar spodní desky • bezpečně osadit a stabilizovat prefabrikáty • minimalizovat sedání skruže bez nutnosti speciálního zakládaní • umožnit jednoduché odbednění. I přes extrémní mohutnost mostní konstrukce (tíha 1 bm mostu je cca 100 t) byla pro podepření zvolena lehká ručně montovaná skruž STAXO, která splňovala vysoké statické požadavky. Zvolený podpěrný systém umožňoval měnit vzdálenost rámů věží v rastru po 0,5 m v závislosti od půdorysné polohy pod budoucí nosnou konstrukcí. To umožnilo optimálně navrhnout rozmístnění věží tak, aby se v co největší míře využila jejich únosnost. Největší zatížení přebírají nohy věží umístněné pod podélnými trámy, kde bylo nutné dodržet maximální vzdálenost rámů 0,5 m od sebe. Dle statického výpočtu, vypracovaného pro podpěrnou skruž, každá noha pod trámem přenáší vertikální zatížení 56 kN.

23B/7:0(

23B1( /BG>

/BG>

pěry navrženy systémové vzpěry a vřetena. Aby bylo možné prefabrikát přesně osadit na vzpěry a bezpečně jej stabilizovat, musely být vyrobeny atypické ocelové příložky, které se pomocí šroubů přichytávaly na závitová pouzdra, osazená do prefabrikátů během jejich výroby. Důležité bylo nejen bezpečně přenést veškeré vertikální zatížení do podloží, ale rovněž zabezpečit prostorovou tuhost celé podpěrné konstrukce a odvést horizontální síly vznikající při osazování prefabrikátů a od působení větru. Pro zabezpečení stability skruže byla navrhnuta tato opatření: • horizontální zavětrování v celém půdoryse • ukotvení věží pod prefabrikáty diagonálními táhly • vzájemné stažení protilehlých prefabrikátů táhly.

Obr. 3 Řez – návrh podepření prefabrikátu Fig. 3 Cross-section – design of supporting of prefabricated elements Obr. 4 Podpěrný systém DOKA STAXO Fig. 4 Doka load-bearing tower Staxo

Zabednění spodní desky Po ukončení montáže prostorové skruže se v podélném směru mostu umísťovaly do hlavic věží systémové ocelové nosníky, které kopírovaly polygonální tvar spodní desky. Na nosníky byly příčně pokládány dřevěné nosníky H20 a bednicí deska tloušťky 21 mm. Na takto vytvořené bednící ploše pro spodní desku geo-


4/2007

39



5

det následně vytyčil body, které vymezovaly přesnou půdorysnou polohu každého prefabrikátu (obr. 4). Postup výstavby Výstavba dvanácti polí nosné konstrukce byla rozdělena do deseti pracovních etap. Jako první byla vybudována část zahrnující 6. pole (mezi pilíři 5 a 6) a přesahy do 5. a 7. pole do míst s přibližně nulovým ohybovým momentem. Následně se postupovalo do obou stran směrem k opěrám. První etapa výstavby nosné konstrukce byla zahájena v únoru 2006, kdy se začalo s montáží podpěrného systému. Podpěrné věže se umísťovaly podle vytyčených bodů na podlaze vytvořené z be-

40

6

tonových panelů, které rovnoměrně roznášely zatížení do zhutněného podloží. Ještě před kladením prvních prefabrikátů proběhla generální zkouška, kdy byl ve výšce 2 m vyzkoušen teoreticky navržený postup osazování. Byla sledována stabilita věží a sednutí podloží. Po bezproblémovém průběhu zkoušky byly prefabrikáty osazovány na sestavenou skruž ve výšce 11 m. Nejnáročnější místa pro navržení podpěrné skruže jsou přemostění přes ulici Trocnovskou a Husitskou (obr. 5 a 6), resp. přemostění historické budovy vozovny v objektu staveniště. Při hledání řešení podpěrné skruže v těchto úsecích bylo vypracováno více alternativ, které byly odvislé od aktuální situa-

Obr. 5 Přemostění přes Trocnovskou ulici Fig. 5 Bridge over Trocnovska street Obr. 6 Přemostění přes Husitskou ulici Fig. 6 Bridge over Husitska street

ce na staveništi v souvislosti se stávajícími objekty. Jako nejschůdnější řešení se ukázalo použití těžké podpěrné konstrukce vytvořené z materiálu PIŽMO a ocelových nosníků HE 1000 B (délky 26 m) v kombinaci s původně navrženým podpěrným sysObr. 7 Bednění trámů a příčníků – Nosníkové bednění DOKA TOP50 Fig. 7 Beams and crossbeams formwork – DOKA large-area formwork TOP 50


4/2007


9a Obr. 8 Návrh vnějšího bednění pro příčník nad pilířem Fig. 8 Formwork design for crossbeam over the pier

9b

Obr. 9 Nosná konstrukce, a) pohled od Hlavního nádraží, b) pohled od tunelu Vítkov Fig. 9 Supporting construction, a) view from Main station, b) view from tunel Vitkov

témem. Mezi horními líci nosníků HE 1000 B a spodním lícem mostu byla ponechána mezera, do které byly umístněny podpěrné věže STAXO. To umožnilo zachovat stejný systém bednění spodní desky a osazování prefabrikátů. Bednění trámů a příčníků Technicky náročnou částí byl návrh a výroba atypických bednicích panelů z nosníkového bednění TOP50 pro zabednění trámů a příčníků nosné konstrukce. V první fázi bylo vyrobeno přes dvě stě kusů panelů různých tvarů. Panely vyrobené ve výrobně atypického bednění byly odvezeny na stavbu a podle plánů pro nasazení byly jeřábem rozmístěny a spojeny na již zabetonované spodní desce. Aby mohl pracovní proces v následujícím průběhu stavby postupovat v plynulém tempu dvěma nezávislými sadami směrem k opěrám, bylo dodatečně vyrobeno dalších sto kusů bednicích panelů (obr. 7). Protože ztužující příčníky nad pilíři byly projektantem navrženy plně z monolitického betonu, bylo nutné pro tuto část nosné konstrukce navrhnout i vnější bednění příčníků. Aby se docílilo tvaru jako u prefabrikované části mostu, byly vyrobeny atypické bednicí panely, které kopírovaly vnější zaoblený tvar nosné konstrukce. Do bednění osazeného na podpěrných věžích byly následně vkládány „dřevěné kastlíky“, které umožnily vytvořit bednicí plochu odpovídající tvaru prefabrikátů (obr. 8). Z ÁV Ě R V současné době je postavena již větší část nosné konstrukce a do dokončení zbývá vybudovat poslední dvě pole u opěr. Již teď lze říci, že vhodné zvolení použitých bednicích systémů výrazným způsobem přispělo k plynulé výstavbě tohoto unikátního díla v mostním stavitelství.

Ing. Miloslav Mihál vedoucí projektu pro návrh bednění Česká Doka, bednící technika, spol. s r. o. Za Avií 868, 196 00 Praha 9 – Čakovice


4/2007

41



ÚČINKY

MRAZU NA BETON EFFECTS OF FROST ATTACK ON CONCRETE B Ř E T I S L A V T E P LÝ , P AV E L R O V N A N Í K Předkládaný článek referuje o problematice poškozování betonu mrazem ve světle výsledků výzkumů publikovaných v posledních létech. Popisuje souvislosti a důsledky dvou různých typů poškození betonu: povrchu betonu odlupováním a porušení vnitřní struktury betonu. Naznačuje možnosti numerického modelování těchto jevů a stručně zmiňuje související české předpisy. Presented paper reports on damage of concrete due to frost attack in the view of recently published research results. The context and consequences of two different effects are described: scaling and internal damage. The feasibility of numerical modelling of those effects is mentioned together with a brief list of relevant Czech standards. S důsledky působení mrazu, resp. zmrazovacích cyklů na betonovou konstrukci, se projektanti, technologové i uživatelé staveb musí potýkat již velmi dlouho. Se stále širším uplatněním betonu, se vzrůstajícími požadavky na jeho vlastnosti, s používáním nových technologických postupů a s aplikací různých přísad a příměsí se však nutně zvyšuje také snaha po důkladnějším pochopení mechanizmů poškozování betonu mrazem. Je potřeba zvýšit mrazuvzdornost a vytvořit vhodné modely, které by umožnily předpovídat chování betonu a účelněji navrhovat

betonové konstrukce s ohledem na požadovanou životnost a spolehlivost. Odolnost betonu proti mrazu lze považovat za materiálovou vlastnost. Opakované zmrazování a rozmrazování (zmrazovací cykly) vede k postupnému rozrušování struktury betonu. Voda mrznoucí v kapilárních pórech zvětšuje svůj objem asi o 9 %, a mohou tak vznikat mikrotrhliny, což vede ke snižování pevnosti betonu i dalších jeho mechanických vlastností. Článek si klade za úkol shrnout poznání v této oblasti a naznačit možnosti modelování tohoto jevu, s využitím publikovaných poznatků jiných autorů (zejména [1] až [5]) i chystaného fib Model Code [7]. Z P Ů S O BY

POŠKOZENÍ BETONU

PŮSOBENÍM MRAZU

Obecně jsou rozlišovány dva typy účinku mrazu na beton: • Povrchové poškození. V české dokumentaci se používá výraz odpad, v angličtině scaling. Vzniká v povrchové vrstvě betonu, obvykle za přítomnosti solných roztoků a stupeň poškození je vyjádřen hmotností odloučeného betonu (tj. odpadem). Důsledkem tohoto typu poškození může být kromě estetických změn zejména snížená životnost betonového prvku. Krycí vrstva betonu je narušena, dochází ke vzniku trhlin, dřívější depasivaci výztuže a následně k akceleraci koroze výztuže. • Porušení vnitřní struktury je způso-

bováno zmrznutím vody uvnitř betonu v těch jeho částech, kde nasycení vodou dosáhlo jistého stupně. Dochází k degradaci fyzikálně-mechanických vlastností betonu, což je významné z hlediska trvanlivosti i z hlediska mezních stavů únosnosti či použitelnosti. Tento druh poškození je obvykle kvantifikován pomocí poklesu dynamického modulu pružnosti E, méně často prostřednictvím délkového přetvoření, někdy též (nepříliš výstižně) pevností v tahu za ohybu. V obou případech je pro mrazuvzdornost betonu jedním z rozhodujících činitelů jeho pórová struktura. Zde je významným údajem součinitel prostorového rozložení pórů – viz ČSN EN 480-11, který je definován jako maximální vzdálenost jakéhokoliv bodu v cementovém tmelu od okraje vzduchového póru (měřeno v cementovém tmelu [mm]). Nelze stanovit obecně platné pravidlo o obsahu vzduchu nutného pro zajištění odolnosti proti mrazu. Je to způsobeno tím, že není vždy zaručena stejná „kvalita“ pórové struktury, která může být různě ovlivněna při výrobě, ukládání a ošetřování betonu. Proto je požadováno, aby obsah vzduchu byl stanoven/ověřen laboratorním testem. Odolnost betonu proti mrazu je tedy ovlivněna provzdušněním, poměrem w/c či w/b (b = pojivo), složením betonu a jeho ošetřováním v počátcích tuhnutí. V této souvislosti může být instruktivní závislost obsahu vzduchu v betonu na poměru w/b pro vnitřní poškození vyjádřené poklesem E o 20 %, resp. při odpadu 300 g/m2 ( obr. 1). Na poškozování betonu mají vliv vnější podmínky: vlhkost, chemické rozmrazovací látky (CHRL) a jejich koncentrace, frekvence a trvání zmrazovacích cyklů a extrémní teploty. Byla rozpracována řada teorií pro popis procesu poškozování betonu mrazem: teorie hydraulického tlaku, teorie osmotického tlaku, koncepce kritického stupně nasycení betonu vodou a teorie založené na zákonech terObr. 1 Závislost obsahu vzduchu a poměru w/b [6] Fig. 1 Entrained air content as a function of water to binder ratio [6]

42


4/2007

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G I E S modynamiky. Je snaha vysvětlit či popsat mechanizmy poškozování, přitom povrchové poškození podle řady autorů odpovídá jiným mechanizmům než poškození vnitřní struktury betonu. Kvantifikace odolnosti betonu proti mrazu, resp. stanovení stupně poškození betonu je úloha stochastické povahy a na rozdíl od většiny jiných degradačních procesů (které mají obvykle kumulativní charakter) nemůže být jednoznačně definována jako funkce času: zvýšení doby expozice nemusí nutně znamenat zvýšení rizika poškození – např. již první vystavení dostatečně nízké teplotě u betonu s nadkritickým obsahem vlhkosti způsobí vážné vnitřní poškození; nezáleží zde tedy na expozičním čase ani počtu cyklů. Posuzování životnosti je proto v případech působení mrazu obtížné; může se snad opírat o transformaci charakteristik působení prostředí na časově závislé pole vnitřní vlhkosti betonu nebo o počet zmrazovacích cyklů, limitujícím přijatelný rozsah poškození. Celou problematiku ještě komplikuje řada synergických efektů: důsledky odpadu povrchové vrstvy betonu na životnost a taktéž změny mechanických vlastností betonu v důsledku poškození vnitřní struktury již byly zmíněny výše. Kromě toho se v [8] uvádí, že také alkáliové rozpínání kameniva, podobně jako proces vyluhování hydroxidu vápenatého, může snižovat odolnost betonu proti mrazu. Poškození betonu mrazem je již delší dobu věnována pozornost; první testy byly publikovány asi před padesáti lety – svědčí o tom i existence řady norem a doporučení pro zkoušení mrazuvzdornosti. U nás např. [9] s platností již od roku 1969, dále [10, 11] a posléze novější dokumenty [12, 13] založené na doporučeních RILEM z roku 1996 a 2004. Byla publikována i řada prací, např. Bílek [14] uvádí důležitá teoretická vysvětlení v souvislosti s mechanizmem porušování mrazem a zabývá se také úlohou příměsí [15]. POVRC HOVÉ P OŠKOZE N Í – ODPAD Obecně lze říci, že při působení mrazu v povrchové vrstvě betonu za přítomnosti roztoků solí je tento povrch náchylný k odlučování částic, tzv. odpadu, současně však nemusí docházet k vnitřnímu poškozování. V práci [4] se uvádí, že nejvíce nebezpečné jsou roztoky o koncentraci 2 až 4 % (v případech roztoků chlo-

ridu vápenatého, chloridu sodného i dalších CHRL). Poznamenejme, že naopak vysoké koncentrace chloridů mohou způsobit chemické poškozování betonu i bez působení mrazu. Byla vyslovena řada hypotéz o mechanizmu vzniku odpadu. Jmenujme např. úvahu opřenou o termodynamické zákonitosti a energetickou rovnováhu mezi nezmrzlým roztokem, pórovou kapalinou a ledovými částečkami v pórech i roztoku [4]. V práci je také odhadováno, že tloušťka mrazem poškozeného materiálu je v každém cyklu asi 0,5 mm. Jak již bylo uvedeno výše, příznivý vliv má provzdušnění. Je nutno připomenout, že není rozhodující jen množství vzduchu v betonu, ale velký význam má velikost, tvar a uspořádání pórů. Podrobně se jevem odpadu betonu při zmrazování zabývá již zmíněná přehledová práce [4], která mj. jako nejvhodnější vysvětlení procesu vzniku odpadu jmenuje tzv. „glue-spall“ mechanizmus a podrobně se věnuje vlivu druhu a množství příměsí betonu. Je také zdůrazněn vliv kvality povrchu betonu, jeho pevnost a druh konečné úpravy povrchu. Vlivem úpravy povrchu se zabývali také pracovníci KÚ ČVUT Praha [24], kteří zjistili dramatický rozdíl odpadu pro hlazený či řezaný povrch testovaných vzorků. Jistě i stupeň hydratace betonu dosažený před zmrazováním ovlivňuje odolnost. Odpad způsobený mrazem za přítomnosti roztoku soli v povrchu je téměř přímo úměrný počtu mrazových cyklů za teoretického předpokladu stejné rychlosti změn teploty, minimální teploty, jejího trvání a také stejné koncentrace roztoku soli ve všech cyklech. Vliv na odol-

nost proti odpadu mají ovšem také další veličiny: druh cementu, druh a množství příměsí, vodní součinitel a druh kameniva [4, 14]. Důsledky poškození odpadem • estetické důsledky; • zmenšení efektivního průřezu nosného prvku; • zkrácení životnosti zmenšením tloušťky krycí vrstvy betonu a zhoršení její kvality, tj. zkrácení iniciačního času zrychlení postupu koroze výztuže; • snížení soudržnosti výztuže s betonem. Je nutno poznamenat, že laboratorní zkoušky mrazuvzdornosti jsou pracné a časově dosti náročné (min. osm týdnů) [9 až 13]. Do jisté míry je lze nahradit požadavkem na dodržení hodnoty kritického součinitele prostorového rozložení pórů, tj. asi 250 μm při w/c < 0,45 [22]. POŠKOZE N Í VN ITŘ N Í STR U KTU RY U tohoto druhu poškození převládá názor, viz [5, 17], přejato i do [7], že pro každý beton existuje kritický obsah vlhkosti, tj. stupeň nasycení vodou, při jehož překročení je jisté, že beton bude významně poškozen mrazem. Naopak při nižším obsahu vlhkosti k poškození nedochází, i když je beton vystaven velkému počtu mrazových cyklů. Odtud plyne potřeba znát či předvídat rozdíly vlhkosti u jednotlivých částí navrhované betonové konstrukce. Dostatečně výstižné teoretické stanovení vlhkosti v betonu výpočtem se zatím ukazuje nedostupné. Proto jsou navrhovány experimentální metody [17] i s pokusy využít je pro odhad pravděpodobnosti vzniku poškození mrazem jako

Obr. 2 Příklad závislosti stupně nasycení a změny dynamického modulu po 7 a 76 cyklech Fig. 2 Example of determination of the critical degree of saturation by the change of dynamic E-modulus after 7 or 76 freezethaw cycles


4/2007

43



funkce expozičního času, tj. jakýsi přechod ke stanovení životnosti. Při transportu vlhkosti v betonu hraje nepochybně význačnou roli jeho pórová struktura, jejíž charakteristiky vystupují i při snahách popsat možný destrukční mechanizmus. Jedná se například o mechanizmus růstu mikroskopických ledových čoček [8, 14]. K porušení vnitřní struktury betonu mrazem dochází bez souvislosti s přítomností roztoků solí na jeho povrchu. Stupeň porušení vnitřní struktury je v podstatě přímo úměrný hodnotě, o kterou byla přestoupena hodnota kritického obsahu vlhkosti. Přitom konstanta této úměrnosti se zvětšuje při nárůstu zmrazovacích cyklů, avšak ne příliš výrazně. Ale již malý počet cyklů způsobuje velký nárůst poškození, lze tedy hovořit o obdobě „nízko-cyklové únavy“ při působení cyklického zatížení mechanického typu. Závislost stupně poškození na počtu cyklů je proto v praxi nevýznamná. Situaci ilustruje příklad na obr. 2 [7], kde je zřetelně vidět: • náhlý nárůst poškození při dosažení kritického stupně nasycení betonu vodou (Scr = 88 %); • malý vliv zvýšení počtu cyklů. Změna mechanických vlastností betonu při vnitřním poškození Porušení vnitřní struktury betonu mrazem se projevuje vznikem mikrotrhlin, postupně se propojujících a narůstajících. To má za následek změny mechanických vlastností, jejichž znalost může být nezbytná při posuzování únosnosti či tuhosti betonové konstrukce vystavované mrazu a vlhku. Vnitřní poškození je obvykle kvantifikováno pomocí poklesu dynamického modulu pružnosti E [%]. Přitom se zdá, že korelace mezi E a dalšími mechanickými vlastnostmi betonu není obecně a jednoznačně stanovitelná. Jelikož z pohledu projektanta jde ale o zásadní údaje potřebné pro statický výpočet/posouzení, uvádíme zde proto alespoň informace o hodnotách, které byly experimentálně stanoveny pro betony o různých hodnotách w/c a při vážném poškození mrazem [8]. Bylo shledáno, že čím vyšší je překročení kritického obsahu vlhkosti betonu, tím výraznější je zhoršení jeho mechanických vlastností. Krychelná pevnost: pokles střední hodnoty asi o 10 MPa, největší zaznamenané snížení bylo 35 %. 44

Pevnost v tahu: bylo zaznamenáno výraznější snížení než u tlakové pevnosti – až na 70 % hodnoty pro neporušený beton; střední hodnotu lze stanovit přibližně pomocí vztahu ft,D = 1,2 ft,0 – 3 [MPa], kde ft,0 je tahová pevnost betonu, který nebyl vystaven působení mrazu. Dynamický modul: pokles modulu je značný, někdy až totální; statický modul nebyl zkoušen, je pravděpodobně vyšší než dynamický. Soudržnost betonu s výztuží: střední hodnota pro žebírkovou výztuž poklesla asi na polovinu; maximální pozorovaný pokles byl 70 %. U hladké výztuže byl zaznamenán pokles soudržnosti o 90 %. V Ý P O Č E T N Í M O D E LY Je zřejmé, že při hodnocení poškozování betonu mrazem se v současnosti neobejdeme bez náročných a zdlouhavých laboratorních zkoušek. Proto je pochopitelná snaha po vytvoření vhodných výpočetních modelů, které by mohly návrh/ posouzení usnadnit, zrychlit, resp. doplnit. Další výhodou znalosti vhodného modelu může být to, že při použití pravděpodobnostního postupu lze vzít v úvahu také stochastickou povahu jevu a získat tomu odpovídající kvalitu výsledků. Publikovaných pokusů o prezentaci modelu procesu odpadu povrchu betonu při zmrazování či narušení vnitřní struktury je poskrovnu (pokud je autorům známo). Jmenujme nejprve dva případy vyžití metody konečných prvků. V práci [25] byl vyvinut 3D konečný prvek pro nelineární analýzu se statistickým rozdělením materiálových parametrů; byl využit přístup rozmazaných trhlin, řešilo se namáhání měnící se teplotou (mrazem). Tvorba ledových čoček byla simulována změnami hodnot součinitelů tepelné roztažnosti při mrznutí kapilární vody, byly určovány trvalé deformace . V příspěvku [26] byl odvozen a aplikován speciální konečný prvek a použit v Galerkinově metodě pro řešení okrajového problému s přihlédnutím k procesu mrazových cyklů. V obou případech se jedná o velmi specializované postupy, které nejsou zatím schůdné při praktickém používání. Zde je uvádíme jen pro úplnost. Naopak velmi jednoduchý je japonský model [19, 20], který hodnotí pokles dynamického modulu (experimentální

hodnoty) s jistým součinitelem spolehlivosti, ale bez dalších údajů o vlastnostech betonu a vlivech prostředí (např. nasycení vodou, mrazové cykly apod.). Model by proto mohl sloužit jen pro orientační účely. Další japonský model [21a] se taktéž opírá o vyjádření dynamického modulu, tentokráte i s ohledem na počet cyklů, stáří konstrukce, w/c a obsah vzduchu pomocí koeficientů, které nejsou, bohužel, v [21b] blíže uvedeny. Podrobnější popis existuje zatím jen v japonštině. Penttala v práci [23] poskytuje velmi jednoduché numerické modely pro stanovení hodnot odpadu i vnitřního poškození. Vztahy jsou odvozené nelineární regresí z výsledků čtyřiceti pěti testů, resp. dvanácti druhů betonu. Tyto modely mají proto jen omezenou vypovídací schopnost. Modely připravené pro fib – Model Code [7] se opírají o výzkumy [2, 5, 17, 18] a hodnotí mrazuvzdornost pravděpodobnostními postupy v souladu se současnými trendy. Vyžadují však provedení řady laboratorních zkoušek; nejde tedy v pravém slova smyslu o numerické modelování. Z ÁV Ě R E Č N É P O Z N Á M K Y V souladu s výsledky výzkumů citovaných v příspěvku se jeví poškození vnitřní struktury betonu mrazem oproti odlupování povrchu betonu jako zásadní z hlediska posouzení únosnosti a deformovatelnosti konstrukčních betonových prvků (viz pokles fyzikálně-mechanických vlastností betonu). Ve starších ČSN [9, 10] nejsou uvedené dva způsoby porušení vždy důsledně odlišeny. Podle normy [9] se hodnotí úbytky hmotnosti (tj. odpad) a součinitel mrazuvzdornosti, což je poměr pevnosti zmrazovaných trámečků v tahu za ohybu k pevnosti porovnávacích trámců v tahu za ohybu. Tento součinitel má být pro mrazuvzdorný beton větší než 0,75. Poznamenejme, že při tahu za ohybu rozhodují vlastnosti „krajních vláken“, tedy hodnotí se vlastně stav povrchu betonu, nikoliv vlastnosti jeho vnitřní struktury. Dle normy [10] se stanovuje nasákavost betonu během 24 h a jsou pak dány meze mrazuvzdornosti; tento postup tedy představuje spíše hodnocení vnitřní struktury betonu. Dle stejné normy se hodnotí také součinitel mrazuvzdornosti a úbytky hmotnosti při různých počtech


4/2007

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G I E S zmrazovacích cyklů. Zkoušky se ukončí, když: • tělesa byla podrobena předepsanému počtu zmrazovacích cyklů; • při ukončení zmrazovací etapy, při které byl zjištěn úbytek hmotnosti větší než 5 % celkového úbytku, nebo součinitel mrazuvzdornosti poklesl pod 0,75; • nedestruktivním vyšetřením (není blíže specifikováno) byl zjištěn nevyhovující průběh měřených hodnot při určitém počtu cyklů. Norma [11] je již jednoznačně věnována odolnosti povrchu betonu pomocí měření hmotnosti odpadu, podobně jako nový dokument [13]. Definice stupňů porušení a tomu příslušné mezní hodnoty odpadu jsou uvedeny jen v [11]. Další nová norma [12] je určena k posouzení porušení vnitřní struktury ultrazvukem, resp. měřením změny délky vzorku; limity mrazuvzdornosti však nejsou uvedeny. Při zkoušení pomocí ultrazvukových impulzů ale nelze oddělit vliv narušení povrchových vrstev od vlivu porušení vnitřní struktury (trámečky průřezu 100 x 100 mm). Připomeňme také, že ČSN EN 206-1 ve své připravované změně Z3 bude uvádět, že odolnost betonu proti působení vody, mrazu a chemických rozmrazovacích látek je zajištěna správnou volbou vlivu prostředí, jsou-li dodrženy požadavky tabulek F 1.1 až 3 (mezní hodnoty pro složení a vlastnosti betonu). Tento příspěvek si neklade za cíl hodnotit postupy jednotlivých normativních dokumentů, jen je stručně zmiňuje a charakterizuje pro snazší orientaci čtenáře. Snahou autorů bylo souhrnně referovat o problematice poškozování betonu mrazem ve světle výsledků výzkumů publikovaných v posledních létech. Příspěvek vznikl za podpory výzkumného projektu MSM 0021630519, financovaného MŠMT ČR.

Prof. Ing. Břetislav Teplý, CSc. tel.: 541 147 642, fax: 541 147 667 e-mail: [email protected] www.fce.vutbr.cz/CHE/teply.b/ RNDr. Pavel Rovnaník, Ph.D. tel.: 541 147 636, fax: 541 147 667 e-mail: [email protected] oba: Stavební fakulta VUT v Brně Žižkova 17, 602 00 Brno

Literatura: [1] Bager D. H., Jacobsen S.: A Conceptual Model for the FreezeThaw Damage in Concrete. In Proc of the 3rd Nordic Research seminar (edit K. Fridh), Lund, 1999, 1–17 [2] Fagerlund G.: Modified procedure for determination of internal frost resistance by the critical degree of saturation method. ibid, 29–49 [3] Sarja A., Vesikari E.: Durability Design of Concrete Structures. RILEM report 14, E & FN SPON, London, 1996 [4] Valenza II J. J., Sherer G.W.: A review of salt scaling: Part I. Phenomenology; Part II: Mechanisms, Cement and Concrete Research, 2007, (v tisku) [5] Fagerlund G.: Mechanical damage and fatigue effects associated with freezethaw of materials. In: Frost resistance of concrete from nano-structure and pore solution to macroscopic behaviour and testing, (edit by M. J. Setzer), Essen, Germany, 2002,117–132 [6] Penttala V.: From freezing and thawing pore water pressure to concrete stresses, ibid, 147–160 [7] Service Life Design – Part of the future fib Model Code, fib Bulletin No. 34, 2006 [8] CONTECVET: Manual for assessing concrete structures affected by frost. Lund Institute of Technology, Lund, Sweden, 2001 [9] ČSN 73 1322: Stanovení mrazuvzdornosti betonu, 1969 [10] ČSN 73 1325: Stanovení mrazuvzdornosti betonu zkrácenými zkouškami, 1971 [11] ČSN 73 1326: Stanovení odolnosti povrchu cementového betonu proti působení vody a chemických rozmrazovacích látek, 1985 [12] ČSN 73 1380: Zkoušení odolnosti betonu proti zmrazování a rozmrazování – Porušení vnitřní struktury. ČNI, 2007 [13] ČSN P CEN/TS 12390-9 Zkoušení ztvrdlého betonu – Část 9: Odolnost proti zmrazování a rozmrazování – Odlupování. ČNI, 2007 [14] Bílek V.: Mrazuvzdornost betonu z druhého konce, Sborník Betonářské dny 2005, 109–114 [15] Bílek V.: Freezing and thawing resistance of Self-Compacting Concrete with different mineral admixtures, in Proc. of Seventh CANMET/ACI International Conference (Supplementary papers,


4/2007

[16]

[17]

[18]

[19]

[20]

[21]

[22] [23]

[24]

[25]

[26]

edit. P. Gupta), 2006, Montreal, Canada, 107–115 Lifecon (5FP GROWTH), Deliverables D 3.2: Probability service life models for reinforced structures Fagerlund G.: A service life model for internal frost damage in concrete, reportTVBM-3119, Div of BM, Lund IT, Sweden, 2004 Petersson P.E.: A service life model for scaling resistance of concrete – reflections. Contribution to fib task group 5.6, Lund, 2004 Japan Society of Civil Engineering (JSCE), Standard specifications for concrete structures – 2002, materials and construction Sakai K.: The JSCE durability design of concrete structures and a proposal for Vietnam construction industry, JSCE Newsletter No. 5, 2006, Concrete Committee, 19 stran a) Architectural Institute of Japan (AIJ): Recommendations for Durability Design and Construction Practice of Reinforced Concrete, 2004 (v japonštině); b) Noguchi, T. et al.: Outline of Recommendations for Durability Design and Construction Practice of Reinforced Concrete Buildings in Japan. Proc. of Seventh CANMET/ACI International Conference (edit. By V.M.Malhotra), 2006, Montreal, Canada, 347–372 A¨tcin P.-C.: Vysokohodnotný beton, ČKAIT, Praha, 2005 Penttala V.: Surface and internal deterioration of concrete due to saline and non-saline freez-thaw loads. Cement and Concrete Research 36, 2006, 921–928 Projekt ministerstva dopravy 1F55F/015/120 Stanovení převodního vztahu pro parametry odolnosti stanovené zkouškami mrazuvzdornosti betonu, KÚ ČVUT Praha, 2005–6 Hoersch T., Wittmann F. H.: Simulation of damage and crack formation in the composite structure of concrete under freee-thaw cycles. In: Frost resistance of concrete from nano-structure and pore solution to macroscopic behaviour and testing, (edit by M. J. Setzer), Essen, Germany, 2002, 225–234 Kruschwitz J., Bluhm J.: Modeling of ice formation in porous solids with regard to the description of frost damage. Computational Materials Science 32, 2005, 407–417

45

VĚDA

A

VÝZKUM

STĚNOVÁ

TUHOST DESKY MOSTNÍCH KONSTRUKCÍ, EXPERIMENTÁLNÍ OVĚŘENÍ SHEAR STIFFNESS OF BRIDGE SLAB, EXPERIMENTAL VERIFICATION J A R O S L A V N A V R ÁT I L , S TA N I S L AV M A R T I N E C Napjatost betonové desky působící jako část mostní konstrukce komorového nebo dvoutrámového průřezu je velmi složitá a komplexní. Uplatňují se všechny složky vnitřních sil deskové i stěnové konstrukce a navíc může být deska porušená trhlinami od příčných zatížení. Ohybové trhliny ovlivňují stěnovou tuhost desky a následně chování celého průřezu. Chování mostovky bylo v této práci simulováno železobetonovým deskostěnovým prvkem s ortogonální výztuží. Byla provedena experimentální i numerická analýza, při níž byly vyšetřovány tři rozdílné série deskostěnových prvků: bez trhlin, předem porušených trhlinami v jednom a ve dvou kolmých směrech. Hlavním cílem bylo určit a porovnat tuhosti prvků v jednotlivých sériích a vyhodnotit výsledky teoretické numerické analýzy a experimentu. The state of stress of bridge deck acting as a part of double-T or box-girder is very complex. Slab and wall actions take part here, and in addition to that the bridge deck can often be damaged by cracking. The flexural cracks affect wall stiffness and consequently the behaviour of whole bridge cross-section. The behaviour of bridge deck was simulated by RC shear wall elements with orthogonal reinforcement. Experimental and numerical analyses of this problem were performed, in which three different series of shear wall models were examined: un-cracked, pre-damaged by tensi-

46

le cracking in one, and in two orthogonal directions. The main objectives were to determine and compare the stiffness of each different set of models and to compare the results of numerical and experimental analyses. Jedním z nosných prvků spřažených mostních konstrukcí komorového nebo dvoutrámového průřezu je spřažená betonová deska. Její namáhání je proto obecně velmi složité a komplexní. Uplatňují se všechny složky vnitřních sil deskové i stěnové konstrukce a navíc může být studovaný deskostěnový element porušen trhlinami od příčných zatížení. Nabízí se otázka, do jaké míry vzdoruje element stěnovým účinkům a jak je tedy schopen přenášet například kroucení celého průřezu (obr. 1). Nejde však pouze o jeho mezní únosnost, ale také o jeho tuhost, která může být trhlinami od příčných zatížení výrazně snížena. Tím by ovšem vyšetřování chování konstrukce prováděné v praxi většinou pomocí desko-stěnových konečných prvků (MKP) s lineárním chováním použitých materiálů ztrácelo s ohledem na malou výstižnost smysl, byť by bylo v jiných ohledech detailní (komplexní nelineární model celé konstrukce se v praxi běžně nedělá z časových, kapacitních a ekonomických důvodů). Cílem práce je zjistit, jak se účinkem příčných zatížení snižuje stěnová tuhost desko-stěnového elementu a zda-li je ovlivněna

jeho schopnost odolávat zatížení působícímu ve střednicové rovině. Rešerše významných prací v této oblasti, např. [8] až [20] neukázala, že by se touto problematikou někdo systematicky a cíleně zabýval, i když existují práce řešící interakci silových účinků (tah, smyk) a její vliv na únosnost stěnových elementů. Předběžné výpočty autorů tohoto článku dále prokázaly realizovatelnost (finanční i technickou) omezeného experimentálního programu. Z těchto důvodů se kolektiv řešitelů výzkumného projektu rozhodl provést sérii experimentů pro ověření tuhosti smykově namáhaných stěnových elementů, které by byly v různé míře předem porušeny trhlinami způsobenými čistým tahem. Na základě předběžné úvahy proto byly navrženy dimenze, materiál a vyztužení zkušebního elementu a byly odhadnuty síly potřebné pro jeho porušení v tahu a ve smyku. Bylo shledáno, že na pracovišti autorů ani v přijatelném dosahu nejsou k dispozici zatěžovací zkušební rámy pro vyvození potřebného tahu a smyku. Prvním úkolem tedy bylo navrhnout zkušební zařízení, na kterém by bylo možné blíže ověřit způsob chování stěnových prvků a vzájemné porovnání tuhostí prvků neporušených trhlinkami a prvků, které jsou rovnoměrně porušeny tahovými trhlinkami. Pro upřesnění velikosti sil nutných k porušení stěny tahový-

Obr. 1 Model namáhání spřažené desky komorového nosníků: A – kroucení, B – ohyb Fig. 1 Modes of action of composite slab of box girders: A – torsion, B – flexure


4/2007

VĚDA

Obr. 2 Základní rozměry stěny a schéma vyztužení Fig. 2 Basic wall dimensions and reinforcement scheme

mi a smykovými trhlinami byla provedena lineární a nelineární analýza několika variant tažené stěny i stěny namáhané smykem. Při výpočtech byl studován vliv okrajových podmínek (uchycení a zatížení stěny) a vliv materiálových parametrů pro nelineární výpočet. Experimentální i numerické ověření dané úlohy proběhlo na železobetonovém deskostěnovém prvku o rozměrech 1000 x 1000 x 80 mm, který reprezentuje výsek spřažené železobetonové desky komorového průřezu. Výsek betonové desky je po porušení trhlinami příčným ohybem a po jeho odlehčení dále ve stavu rovinné napjatosti a lze na něj tedy pohlížet jako na stěnový element. Za účelem ověření tuhosti a únosnosti stěnových elementů, které byly v různé míře předem porušeny trhlinami způsobenými tahem či příčným ohybem, byl realizován experimentální program doprovázený numerickou studií. Na tomto základě se dospělo k jistým výsledkům a doporučením. N ÁV R H

MODELU STĚNOVÉHO

ELEMENTU

Na základě podrobné analýzy byly navrženy dimenze, materiál a vyztužení zkušebního elementu a byly určeny síly potřebné pro jeho porušení v tahu a ve smyku. Rozměry modelu (obr. 2) byly voleny s ohledem na finančně i technicky realizovatelné dimenze zatěžovacího rámu a na maximální sílu, již je scho-

pen vyvodit použitý lis. Jedná se o železobetonovou štíhlou stěnu ve tvaru čtverce o rozměrech 1000 x 1000 mm, tloušťky 80 mm. Konstrukce byla navržena z betonu C25/30. Detailní popis materiálových charakteristik je uveden v [2]. Stěna je vyztužena pomocí vodorovných a svislých prutů, které tvoří ortogonální síť (obr. 2). Příčná i podélná výztuž je tvořena pruty o průměru 8 mm z žebírkové oceli 10 505 ( R ). Na zkoušený prvek je třeba vyvodit takové zatížení, které by se co nejvíce blížilo skutečnému působení v konstrukci. Jakékoliv pokusy o vyvození „čistého smyku“ například pomocí soustavy lisů vyvozujících tah a tlak ve dvou na sebe kolmých směrech by však vedly k neúměrnému nárůstu finančních nákladů. Proto bylo uvažováno o možnosti vyvodit v modelu obdobné účinky osamělou silou přes roznášecí desku v pravém

A

VÝZKUM

Obr. 3 Schéma působení zatížení na stěnový element Fig. 3 Loads acting on wall element

horním rohu stěny. Přílišná koncentrace napětí by však způsobila předčasné drcení betonu, což prokázal i fyzikálně nelineární výpočet. Proto byla zvolena možnost vnášet na horní hranu stěny přibližně trojúhelníkové zatížení vyvozené tuhým ocelovým prvkem (obr. 3). Horní hrana stěnového prvku je tedy zatěžována pomocí tuhého ramene, které je na jednom konci kloubově uloženo a na druhém přitlačováno ke stěně hydraulickým válcem. PORUŠENÍ

STĚNOVÝCH ELEMENTŮ

OHYBOVÝMI TRHLINAMI

Stěnové elementy byly vyhotoveny ve třech sériích. Elementy první série s indexem –a nebyly před smykovou zkouškou porušeny. Elementy s indexem –bs byly

Obr. 4 Princip porušení stěnových elementů čtyřbodovým ohybem Fig. 4 Principle of crack initialisation by four-point flexure


4/2007

47

VĚDA

A

VÝZKUM

porušeny trhlinami v jednom směru (rovnoběžném s působící smykovou silou). Elementy s indexem –c byly porušeny obousměrně. Původní návrh počítal s porušením elementu od čistého tahového napětí. Tato varianta však nebyla uskutečněna z důvodů problematických konstrukčních detailů a vysokých ekonomických nákladů. Proto byl zvolen jednodušší a praktičtější způsob porušení stěnového elementu, a to pomocí čtyřbodového ohybu. Aby byly stěnové elementy porušeny v celé tloušťce, bylo nutné stěnový element podrobit ohybu dvakrát. Nejprve se vyvodily trhlinky při jednom líci (obr. 4a), poté se element otočil a stejným postupem se vyvodil stav porušení i při druhém líci (obr. 4b). Stěnové elementy byly porušeny tak, aby byly vyvozeny trhliny o předepsané šířce 0,2 mm. Podrobněji je průběh vyvození trhlin popsán v [2]. Po odtížení takto poškozených elementů došlo k opětovnému uzavření trhlin. Poté byly stěnové elementy osazeny do zkušebního rámu pro smyk stejně jako elementy nepoškozené. SMYKOVÁ ZKOUŠK A Před zahájením vlastních smykových zkoušek bylo provedeno ověřovací měření. V jeho průběhu byla zjištěna řada drobných technických problémů, které byly následně odstraněny. Současně došlo k prověření vlastního zkušebního zařízení (obr. 5) z hlediska jeho dosta-

tečné tuhosti. Rovněž bylo potřeba upravit okrajové podmínky především na straně vetknutí, snížit třídu betonu pro dosažené zatížení a upravit způsob měření deformačních veličin. Podrobněji jsou tato řešení popsána v [2]. Zkušební element i zatěžovací rám byly vystrojeny standardním i speciálně vyvinutým měřickým zařízením, které umožňovalo zaznamenávat velikost vnášené síly, horizontální i vertikální silové reakce, posuny v místě vetknutí a především posun volného konce stěnového elementu. Navíc byl každý ze stěnových elementů na jednom ze svých povrchů opatřen sítí měřických základen pro příložný Hollanův dilatometr. Tato měřická síť byla základem pro vlastní výpočet tuhostí stěnových elementů. Každá část měřické sítě je dále označována jako „stěnový výsek“. Současně na druhém povrchu stěny probíhalo měření pomocí tří můstků opatřených indukčnostními snímači posunu. Stěnové elementy byly zatěžovány ve třech cyklech s postupně vzrůstající zatěžovací silou o maximální hodnotě 200, 300 a 400 kN, vždy s odlehčením na základní hodnotu 50 kN. V posledním cyklu byl element zatěžován až do úplného porušení. V průběhu zatěžovaní byly automaticky zaznamenávány hodnoty sil na všech siloměrech a hodnoty posunů na všech indukčnostních snímačích posunu. Délkové změny měřických základen na

povrchu stěnového elementu zjišťované pomocí příložného Hollanova dilatoměru byly zaznamenávány při ukončení každého zatěžovacího kroku. Vznik a vývoj smykových trhlin byl průběžně zaznamenáván kresbou na stěnovém elementu a popisován (obr. 5). Šířka trhlin byla měřena při posledním zatěžovacím cyklu. K vyčerpání únosnosti došlo drcením betonu v dolní části vetknutí. N U M E R I C K Á A N A LÝ Z A Souběžně s experimentem probíhala numerická analýza. Nejprve byly sestaveny výpočtové modely pro nelineární analýzu stěnových elementů metodou konečných prvků, jež vycházely z požadovaných materiálových parametrů a které se použily zejména pro určení mezní zatěžovací síly. V rámci vyhodnocení výsledků byly tyto modely upraveny tak, aby použité materiálové charakteristiky odpovídaly skutečným naměřeným pevnostem betonu v tlaku a modulům pružnosti jednotlivých stěnových elementů. Zbývající materiálové parametry nutné pro nelineární výpočet byly buď přímo generovány použitým programem, nebo dopočteny podle normy CEB-FIB Model Code 1990 [4]. Pomocí kontaktních prvků byly zohledněny okrajové podmínky uložení skutečných stěnových elementů do rámu pro smykovou zkoušku. Výpočtové modely elementů série -a byly sestaveny ve dvou programech

Obr. 5 Zkušební rám pro smykovou zkoušku Fig. 5 Testing frame for shear test Obr. 6 Model stěnového elementu série –a v programu ATENA Fig. 6 Model of wall element – series –a in program ATENA Obr. 7 Model stěnového elementu série –a v programu DIANA Fig. 7 Model of wall element – series –a in program DIANA

48


4/2007

$

%

#

$

A

VÝZKUM

#

" !

aZO\OdÝaSYcIY
a[gY]dtaZO\OdÝaSYcIY
VĚDA

/B3

" /B3
27/

Sf^S`W[S\b

Sf^S`W[S\b

#

#

#

hY]aS\IÒRK

Obr. 8 Závislost smykové síly na zkosení, stěna I-a Fig. 8 Shear force – shear strain relationship, wall I-a

ATENA [1] a DIANA [5] (obr. 6 a 7). Numerická analýza stěnových elementů sérií -bs a -c byla provedena zatím pouze v programu ATENA. Pro zjednodušení modelu byl vznik trhlin v tomto případě vyvozen čistým tahem a nikoliv ohybem jako při experimentu. U stěnových elementů série -bs a -c byly nejprve vyvozeny tahové trhliny a následně po změně okrajových podmínek se zavedlo smykové zatížení obdobně jako u série -a. VYHODNOCENÍ VÝSLEDKŮ Při hodnocení experimentu byl kladen důraz především na: • celkovou únosnost, • odezvu stěnového elementu na celkové zatížení – „pracovní diagramy“, • tuhost stěnového elementu. Při sledování celkové únosnosti jednotlivých sérií stěnových elementů byl potvrzen předpoklad o malém vlivu počátečního porušení trhlinami. V závěrečném hodnocení bylo dosaženo jen velmi nevýrazných rozdílů v celkové hodnotě únosnosti, které nepřevyšovaly 5 %. Únosnost stěnového elementu -a byla vypočtena oběma použitými programy. Výpočty (realizované před provedením experimentu) v programu ATENA [1] predikovaly únosnost 605 kN, v programu DIANA [5] 525 kN, přičemž při experimentu došlo k porušení při zatěžovací síle 509 kN. Odezvou nosného prvku na zatížení se obecně rozumí jeho celkové statické působení – rozdělení vnitřních sil, napětí a přetvoření. S ohledem na zaměření této práce bylo hodnoceno především smykové zkosení. Jak bylo nazna-

#

#

hY]aS\IÒRK

Obr. 9 Závislost smykové síly na zkosení, stěna II-a Fig. 9 Shear force – shear strain relationship, wall II-a

čeno výše, byly prostřednictvím měřických základen na povrchu stěnového elementu též sledovány „měřické výseky“, díky nimž byly získány přesnější hodnoty smykového zkosení oproti hodnotám získaným zkosením celého stěnového elementu. Hodnoty zjištěné na stěnovém elementu jako celku by byly do jisté míry znehodnoceny lokálními poruchami v oblastech, kde je vnášena síla a v blízkosti vetknutí. Odezva nosného prvku v měřických výsecích je patrna z obr 8 a 9. Experimentálně zjištěné výsledky bylo třeba doplnit hodnotami smykové síly působící ve zvoleném měřickém výseku. Hodnoty smykové síly totiž nebylo možné změřit. Příslušná smyková síla byla získána na základě závislosti mezi zatěžující silou stěnového elementu a smykovou silou na měřickém výseku, která byla zjištěna výpočetním programem ATENA. Z obrázků je vidět velmi dobrá shoda srovnávaných křivek. Do hodnoty zatížení 200 kN jsou všechny průběhy téměř totožné. Numericky zjištěné hodnoty vykazují vyšší tuhost v důsledku nedokonalého vetknutí v reálných podmínkách experimentu. Experimentálním výsledkům se z hlediska tuhosti elementu více přiblížil výpočtový model ATENA, z hlediska dosažené únosnosti potom model v programu DIANA. Na základě hodnot smykového zkosení zjištěných na stěnových výsecích byly vypočteny sečnové a tečnové tuhosti jednotlivých stěnových elementů. Síly působící na měřické výseky byly získány opět z výpočtového programu ATENA


4/2007

přepočtem celkové zatěžující síly působící na stěnový element. Sečnová tuhost Bws se dá vyjádřit ze zjištěného smykového zkosení γs měřického výseku a zatěžující síly Fy ze vztahu

γs =

τ fg 5

+

4g 5/

+

4g a

0e

.

Graficky je tato tuhost vyjádřena na obr. 10. Síla Fy i zkosení γs jsou uvažovány celkovými hodnotami, nikoliv jako přírůstky. Aby bylo možné podrobněji sledovat průběh vývoje tuhosti stěnového elementu, byla v [2] vypočtena i tečnová tuhost Bwt jako podíl přírůstků zatížení ΔF a odpovídajících přírůstků zkosení Δγs. Tečnové tuhosti nejsou pro omezený rozsah v tomto článku prezentovány. Hodnoty zkosení γ měřického výseku byly získány měřením dle obr. 11, kde je

Obr. 10 Výpočet sečnové a tečnové tuhosti Fig. 10 Calculation of secant and tangent stiffness

49

VĚDA

A

VÝZKUM

Obr. 11 Schéma měřického výseku Fig. 11 Scheme of mechanical strain gauge section

případech nebyl zohledněn stav částečného porušení trhlinami v jednom směru nebo v obou směrech. Počáteční nízká úroveň tuhosti u numerických modelů stěnových elementů sérií -bs a -c odpovídá spíše stavu s plně rozvinutými smykovými trhlinami. Toto bylo zřejmě způsobeno tím, že po vzniku ohybových trhlin se tyto již neuzavřely a model dál počítal jen se zbytkovou smykovou tuhostí. V koncové fázi zatěžování se pak tuhosti všech elementů vyrovnaly stejně jako u hodnot získaných experimentem. Předpokládáme, že po úpravě numerického modelu, která by zohlednila stav zpětného uzavření ohybových trhlin před smykovou zkouškou, by došlo k přiblížení s experimentálními výsledky. Proto byly dále vyhodnocovány především hodnoty zjištěné experimentálně. Z obrázků je patrné, že v počátečním stádiu zatěžování smyková tuhost výseku získaná experimentem závisí na míře porušení daného stěnového elementu (neporušen, porušen trhlinami v jednom směru a trhlinami v obou směrech). Vyhodnocení výsledků všech uvažovaných měřických výseků umožnilo vyjádřit poměrnou hodnotu snížení tuhosti elementů porušených a neporušených. Budeme-li stěnovou tuhost elementu neporušeného trhlinami uvažovat jako 100 %, pak v případě stěnového elementu porušeného trhlinami pouze v jednom směru je stěnová tuhost jen cca 80 % a stěnová tuhost elementu porušeného trhlinami v obou směrech je cca 60 %.

výsekem prochází jedna nebo více smykových trhlin. Tento vliv se podařil eliminovat hodnocením průměru ze čtyř vybraných výseků vždy na konkrétním stěnovém elementu. Při tomto způsobu vyhodnocení hodnoty všech tuhostí klesají plynule a téměř na konci pracovního diagramu se přibližují své limitní hodnotě při zplastizování na mezi únosnosti stěnového elementu. To platí stejně u obou modelů – fyzikálního (experiment) i numerického. Obr. 13 zaznamenává opět závislost sečnové tuhosti na smykové síle na průměrném měřickém výseku u příslušných stěnových elementů. Jedná se o výsledky smykových tuhostí získaných numerickou analýzou provedenou výpočtovým programem ATENA. Srovnání výsledků experimentu a numerické analýzy bylo provedeno v rámci získaných výsledků pouze relativním porovnáním výsledných závislostí. Absolutní hodnoty sledovaných veličin nebylo možné a účelné provádět především s ohledem na nízkou výstižnost numerického modelu pro stěny ze sérií -bs a -c. U těchto sérií totiž numerický model vykázal výrazné snížení tuhosti stěnového elementu už v okamžiku, kdy byl tento element porušen ohybovými trhlinkami. Tuhosti stěnových výseků v sérii -bs a -c na obr. 13 jsou proto téměř identické, vzájemné rozdíly jsou do 10 %. V těchto

schématicky naznačena deformace jednoho z devíti měřických výseků stěnového elementu. Velikost úhlu zkosení γ určíme ze známých hodnot získaných měřením na měřickém výseku pomocí vztahu: ⎡2 ⎛ ⎧ 2 + D − 6 ⎫⎞ ⎤ γ = O`QQ]a ⎢ aW\ ⎜ O`QQ]a ⎨ ⎬⎟ ⎥ 2D ⎢⎣ 6 ⎝ ⎩ ⎭⎠ ⎦⎥ Pro porovnání tuhostí byly vybrány tři stěnové elementy ze sérií -a, -bs a -c. Vzájemné srovnání je přehledně znázorněno na obr. 12. Na obrázku je jasně zřejmá nižší úroveň sečnové tuhosti u stěnových elementů předem porušených ohybovými trhlinkami. Při postupném zatěžování konstrukce smykem je hodnota tuhosti výseků do značné míry ovlivněna tím, zda daným měřickým

Obr. 12 Závislost sečnové tuhosti na smykové síle u vybraných stěnových elementů – experiment Fig. 12 Secant stiffness – shear force relationship in selected wall elements – experiment

Obr. 13 Závislost sečnové tuhosti na smykové síle u vybraných stěnových elementů – ATENA Fig. 13 Secant stiffness – shear force relationship in selected wall elements – ATENA

& /B3
O $

Pa bcV]abI;
bcV]abI;
&

Q $

/B3

"

50

/B3

! aZOIY
"

#

$

!

"

#

$

%

aZOIY

4/2007

VĚDA

A

VÝZKUM

Obr. 14 Půdorysné schéma mostní konstrukce – dvoutrámový průřez Fig. 14 Plan view for bridge structure – double T cross-section Obr. 15 Výpočtový model – dvoutrámový průřez Fig. 15 Structural model – double T crosssection Obr. 16 Půdorysné schéma mostní konstrukce – komorový průřez Fig. 16 Plan view for bridge structure – box girder cross-section Obr. 17 Výpočtový model – komorový průřez Fig. 17 Structural model – box girder crosssection

PR AKTIC K Á APLI K AC E V ÝSLE DKŮ Výše doporučené hodnoty snížení stěnové tuhosti byly prakticky ověřeny zavedením do výpočtů reálných konstrukcí. Zavedení zjištěných tuhostí do vyšetřování odezvy konstrukce, prováděné v praxi většinou pomocí deskostěnových konečných prvků (MKP) s lineárním chováním použitých materiálů, je příspěvkem ke zlepšení výstižnosti výpočtového modelu. Aplikace na mostní konstrukci Jako názorný příklad aplikace doporučených hodnot snížení stěnové tuhosti byla vybrána jednoduchá mostní konstrukce. Nejzásadnější vliv bude mít toto snížení stěnové tuhosti při řešení komorových nosníků a dvoutrámových či vícetrámových nosníků. Na reálné konstrukci se snížení smykové tuhosti o 20 % může projevit prakticky po celé ploše mostovky, zatímco 40% snížení smykové tuhosti nastává spíše v oblastech nad středními podporami. Stupeň porušení konstrukce trhlinkami vychází taktéž z mezních stavů použitelnosti, které připouští stav, kdy může dojít ke vzniku trhlin přípustné šířky. Z důvodu jednoduchosti řešení byly změny stěnové tuhosti desko-stěnových elementů zadány vždy pro celou mostovku. Pro praktickou aplikaci navržených změn stěnové tuhosti byly vytvořeny dva základní modely jednoduchých mostních konstrukcí. Typově se jedná o konstrukce, které se použily například při stavbě nově budované dálnice D47. Pro model byly použity upravené (zaokrouhlené) hodnoty šířky mostních konstrukcí, a to z důvo-

du usnadnění zadávání a tvorby výpočtového modelu a zatížení. Jako první model mostu byl zvolen dvoutrámový nosník, druhým modelem byl komorový nosník. V obou případech se jedná o spřaženou ocelobetonovou konstrukci. Výpočetní modely byly vytvořeny programem Nexis [6]. Na obr. 14 je vyznačeno půdorysné schéma dvoutrámové mostní konstrukce. Jedná se o spojitý nosník o třech polích. Místa podepření jsou naznačena kroužkem. Pevnou vazbu neposuvnou ve všech směrech naznačuje kroužek bez šipek. Šipky u podpor naznačují, ve kterém směru byla odebrána pevná vazba.


4/2007

Výpočtový model dvoutrámového průřezu je na obr. 15. Půdorysné schéma pro komorový nosník dle obr. 16 se liší pouze v rozmístění středních podpor, které byly nahrazeny jednou pevnou bodovou podporou ve směru Y a Z. Průřez komorového nosníku byl v místech podpor ztužen příčným plechem tloušťky 35 mm s vynechaným otvorem 0,9 x 1,2 m a dalšími ztužujícími plechy. Komorový nosník byl také po celé délce vyztužen žebry z plechu tloušťky 16 mm v pravidelných vzdálenostech 4,5 m v krajních polích a po 4,25 m ve středním poli. Jeho typický průřez je na obr. 17. 51

VĚDA

A

VÝZKUM

$

/

# "

&

1

$

IK

IK

!

0 1

"

''

'&

'&

'$ '"

'% ^]ZS

^]R

^]ZS

Obr. 18 mxD – dvoutrámový průřez Fig. 18 mxD – double T cross-section

Pro oba modely byly použity stejné materiály. Použitá třída betonu odpovídala označení C35/45 (B 500). Použitá ocel komory, ocelových nosníků a ztužujících prvků (žebra, příčníky) je S 335. Zatížení na modelované mostní konstrukce bylo stanoveno dle příslušné normy pro zatížení mostních konstrukcí [7]. Jednotlivé zatěžovací stavy byly voleLiteratura: [1] ATENA Program Documentation, Part 1 – Theory, Červenka Consulting, Prague, Czech Republic, 2000 [2] Martinec S.: Chování železobetonových prvků namáhaných smykem, disertační práce, Fakulta stavební VUT v Brně, Brno, 2006 [3] Pospíšil F., Brosch P.: Analýza a projektová příprava konstrukcí, část 2d – prováděcí projekt zatěžovacího zařízení pro stěnový prvek, OKF Design s. r. o., Brno, 2002 [4] CEB-FIP Model Code 1990, Final Draft 1991, BULLETIN D’INFORMATION No 203, Comité Euro-International du Béton, Lausanne, 1990 [5] DIANA Finite Element Analysis, Online User’s Manual – Release 8.1, TNO 2002 [6] NEXIS (ESA PRIMA WIN) – Reference Guide for the Software System for Analysis, Design and Drawings of Steel, Concrete, Timber and Plastic Structures, SCIA Group nv, www.scia-online.com [7] ČSN 73 6203 Zatížení mostů, Ústav pro normalizaci a měření, Praha, 1987

52

/

0

^]R

^]ZS!

^]ZS

ny tak, aby konstrukce byla podrobena co největšímu krouticímu účinku. Veškeré složky stálého, dlouhodobého i nahodilého zatížení byly definovány pouze svými normovými hodnotami.

>]R

^]ZS

>]R

^]ZS!

Obr. 19 mxD – komorový průřez Fig. 19 mxD – box girder cross-section

Výsledky výpočtů mostních konstrukcí Porovnávání výsledků u jednotlivých modelů bylo provedeno především v oblasti vnitřních sil, a to konkrétně dimenzačních momentů (mxD a myD) a hlavních napětí. Z hlediska návrhu a realizace konstrukce mají rozhodující význam kritické

kombinace zatěžovacích stavů, na které bylo vyhodnocení zaměřeno. Na obr. 18 a 19 jsou vyznačeny relativní změny vnitřních sil mxD po délce spojitého nosníku v místě uložení mostovky na trámový nosník nebo stěnu komorového nosníku. Jednotlivé změny jsou porovnávány na pěti místech konstrukce: uprostřed prvního pole (pole 1), nad střední podporou

[8] Bhide S. B., and Collins M. P.: Influence of axial tension on the shear capacity of reinforced concrete members, ACI Struct. J., 86 (5), Sept.–Oct. 1989, 570–581 [9] Carbone V. I., Giordano L., Mancni G.: Design of RC membrane elements, Structural Concrete, 2, No. 4, Dec. 2001, 213–223 [10] Collins M. P., Mitchell D.: Prestressed Concrete Structures, Prentice Hall, Englewood Cliffs, New Jersey, USA, 1991 [11] Červenka V.: Constitutive model for cracked reinforced concrete, ACI Journal, 82 (6), Nov–Dec. 1985, 877–882. [12] Hsu T. T. C.: Softened truss model theory for shear and torsion, ACI Struct. J., 85 (6), Nov–Dec. 1988, 624–635 [13] Hu H. T. and Schnobrich, C. W.: Nonlinear analysis of cracked reinforced concrete, ACI Struct. J., 87 (2), March-April 1990, 199-207 [14] Kirschner U., and Collins M. P.: Investigating the behavior of Reinforced Concrete Shell Elements, Publication No. 86-9, Dep. of CE, Univ. of Toronto, Sept. 1986, 209 pp.

[15] Pang X. B., and Hsu T. T. C.: Fixed angle softened truss model for reinforced concrete, ACI Struct. J., 93 (2), March-April 1996, 197–207 [16] Sengupta A. K., and Belrabi A.: Modeling effect of biaxial stresses on average stress-strain relationship of reinforcing bar in reinforced concrete panels, ACI Struct. J., 98 (5), Sept.–Oct. 2001, 629–637 [17] Vecchio F., and Collins M. P.: The Response of Reinforced Concrete to In-Plane Shear and Normal Stresses, Publication No. 82-03, Department of Civil Engineering, University of Toronto, Mar. 1982, 332 pp. [18] Vecchio F. J.: Non-linear finite element analysis of reinforced concrete: at the crossroads?, Structural Concrete, 2, No. 4, Dec. 2001, 201–212 [19] Vecchio F. J.: Disturbed Stress Field Model for Reinforced Concrete: Formulation, J. Struct. Engrg., ASCE, 126 (9), Sept. 2000, 1070–1077 [20] Vecchio F. J., and Yamamoto T.: Analysis of Reinforced Concrete Shells for Transverse Shear and Torsion, ACI Struct. J., 98 (2), March– April 2001, 191–200


4/2007

(pod. 1, pod. 2), uprostřed druhého pole (pole 2) a uprostřed třetího pole (pole 3). Provedenými výpočty se prokázalo, že vlivem snížení stěnové tuhosti u desky mostovky došlo k nárůstu velikosti napětí, a tedy i vnitřních sil. Při globálním srovnávání modelových situací nešlo pouze o zjištěný rovnoměrný nárůst velikosti vnitřních sil či napětí, ale také o současný pokles těchto hodnot na určitých částech konstrukce. Na změkčené konstrukci se tedy výrazněji projevil vliv redistribuce vnitřních sil. Následkem snížení stěnové tuhosti o 20 % u dvoutrámového průřezu se relativní změna vnitřních sil i napětí pohybovala kolem 3 %. Velikost průhybu konstrukce se změnila o 1,3 %. U modelu komorového nosníku došlo k podobné relativní změně vnitřních sil i napětí, průhyb vzrostl o 2,3 %. Při celkovém snížení stěnové tuhosti deskostěnových prvků o 40 % došlo u dvoutrámového průřezu k relativní změně vnitřních sil i napětí o 5 % a průhybu o 2,1 %, zatímco u komorového nosníku se změna vnitřních sil a napětí pohybovala v průměru kolem 6 % a průhyb konstrukce kolem 4,2 %. V případě oddělení vlivu zmíněného efektu od ostatních vlivů podílejících se na velikosti napětí nebo průhybu by šlo o nárůst v desítkách procent. Uvedené hodnoty byly zjištěny na přímé části modelu mostní konstrukce. Je tedy zřejmé, že tyto hodnoty mohou narůstat s rostoucí křivostí mostní konstrukce. Z výše uvedených hodnot změn velikosti vnitřních sil, napětí a deformací vyplývá, že vlivem snížení stěnové tuhosti díky příčnému porušení uvažovaných deskostěnových prvků nedojde k výraznému nárůstu sledovaných veličin. Zjištěné výsledky spíše vybízejí ke zvýšené opatrnosti při návrhu a dimenzování nosných konstrukcí, které jsou řešeny lineárními postupy výpočtu a u kterých lze předpokládat možnost snížení smykové tuhosti deskostěnových prvků. Takové konstrukce včetně prezentovaných mostních průřezů by měly být navrhovány a dimenzovány s patřičnou rezervou, případně s využitím doporučení ke snížení stěnové tuhosti uvedených v závěru kap. Vyhodnocení výsledků tohoto článku. Současný stav výzkumu (jehož výsledky vychází především z experimentu) tedy nepotvrdil očekávaný významný podíl snížení stěnové tuhosti na přetvoření mostní konstrukce a na redistribuci vnitřních sil. Tato práce vznikla v rámci řešení výzkumných projektů GAČR 103/05/2059 a MPO ČR FD-K/092. Poděkování rovněž patří panu Ing. P. Schmidovi, PhD., a Ing. P. Daňkovi, PhD., z ÚSZK FAST VUT v Brně za jejich odbornou pomoc a Ing. J. Wendrinskému, který zpracoval výpočetní model v programu ATENA. Doc. Ing. Jaroslav Navrátil, CSc. SCIA CZ, s. r. o. Slavíčkova 1a, 638 00 Brno e-mail: [email protected] Ústav betonových a zděných konstrukcí VUT v Brně, Veveří 95, 662 37 Brno e-mail: [email protected] Ing. Stanislav Martinec, PhD DUPROCON, s. r. o. Bratří Jaroňků 4079, 760 01 Zlín e-mail: [email protected] Text článku byl posouzen odborným lektorem.

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

VĚDA

A

VÝZKUM

VLIV

POSTUPU VÝSTAVBY NA VÝVOJ NAMÁHÁNÍ A DEFORMACE OBLOUKOVÉHO MOSTU EFFECT OF BUILDING PROCESS – STRESS TREND AND DEFORMATION OF ARCH BRIDGE EVA KA R AS OVÁ Během výstavby betonových obloukových mostů dochází ke změnám statického systému. Jednotlivé části konstrukce jsou různého stáří a to je třeba zohlednit ve statickém výpočtu. Příklad bude uveden na obloukové konstrukci mostu přes dálnici D47. Typical character of concrete arch bridges is change of building stages. Parts of arch bridge are not the same age and we need calculate with different age of parts in static analysis. The example will be presented on arch bridge over the highway D47. Typickým znakem betonových obloukových mostů (obdobně jako u mostů trámových stavěných současnými technologiemi) je změna statického systému konstrukce během výstavby. V definitivním stavu jsou takové konstrukce díky klenbovému působení a využití vysoké pevnosti betonu v tlaku velmi stabilní a únosné. V závislosti na jejich rozpětí a konfiguraci terénu je velice důležitá volba vhodné metody výstavby. Obloukové mosty se betonují na místě do bednění (dřevěného nebo ocelového), které je podporováno lešením a skruží, nebo se sestavují, montují z předem vyrobených dílců. Mohou se také vyklenovat z tvárnic (vybetonovaných kvádrů) jako mosty kamenné. Používají se i jiné postupy, např. metoda letmého betonování. Při takové technologii je zřejmý vliv postupu betonáže průřezů a vliv přerozdělení vnitřních sil vyvolaný rozdílným průběhem Obr. 1 Podélný řez Fig. 1 Longitudinal section

54

dotvarování a smršťování betonu různého stáří. Klasickou metodou výstavby oblouků je betonáž na skruži. Požadavky na konstrukci skruže jsou velmi přísné. Konstrukce skruže musí přenést nejen vlastní tíhu čerstvého betonu, která je u oblouku mimořádně velká, ale velice důležitým požadavkem je přesnost dodržení tvaru a nedeformovatelnost skruže. Pro skruže obloukových mostů je výhodné použít ocel, obzvlášť prvky, které lze opakovaně použít. Při postupu betonáže na skruži jsou části tvořené konstrukce také různého stáří, což má na chování konstrukce vliv. Metodu a postup výstavby je třeba správně zohlednit již ve statickém výpočtu. V závislosti na postupu výstavby má u obloukové betonové mostní konstrukce (obdobně jako u mostů trámových) na statické působení konstrukce – jak ve stavebních stadiích, tak i v definitivním stavu v průběhu celé existence konstrukce – vliv dotvarování a smršťování betonu a jeho rozdílné stáří v jednotlivých částech konstrukce. Dotvarování a smršťování betonu může významně ovlivnit deformace konstrukce a průběh vnitřních sil ve srovnání s případem, kdy konstrukce by byla reologicky homogenní a byla vystavěna najednou, bez postupných změn statického systému. Tvorba matematického modelu, volba metody výpočtu a diskuse významu uvedených jevů je záměrem článku. Modelovaná konstrukce byla na základě předchozích návrhů Ing. J. Mikuly zkoumána v diplomové práci autorky článku.

K O N S T R U K C E O B LO U K O V É H O M O S T U Chování konstrukce s uvedeným záměrem bylo sledováno na obloukové mostní konstrukci nadjezdu nad dálnicí D47. Most je navržen jako železobetonový oblouk se železobetonovou horní mostovkou a šikmými vzpěrami. Vzpěry jsou s mostovkou i obloukem spojeny vrubovými klouby. Oblouk je vetknutý do hlubinně založených základových patek. Ve střední části prochází oblouk deskou mostovky tak, že uprostřed kopíruje horní hrana oblouku horní hranu mostovky. Mostovka je ukončena koncovými příčníky na pilotách. Koncové příčníky jsou spojeny se základovými patkami dvěma vzpěrami-táhly. Délka mostu je 79,62 m. Hlavním nosným prvkem mostu je železobetonový oblouk, jehož střednice je navržena ve tvaru kružnice s poloměrem 40,5 m, vzepětí oblouku je 7,84 m, rozpětí je 47,89 m. Průřez oblouku má tvar obdélníku o šířce 3,5 m a výšce 0,6 m. Průřez oblouku je konstantní, s tvarově upravenými hranami. Ve vrcholu je oblouk spojen s mostovkou (obr. 1 a 2). Železobetonové vzpěry nosné konstrukce mají obdélníkový průřez o šířce 1,2 m a tloušťce 0,5 m. Tyto vzpěry jsou k oblouku i mostovce připojeny vrubovými klouby. Vzpěry byly vyrobeny jako staveništní prefabrikáty. Železobetonové spodní vzpěry-táhla mají obdélníkový průřez o šířce 1,5 m a tloušťce 0,8 m a jsou po obou stranách dvě vedle sebe vzdálené 2,3 m osově. Železobetonová desková mostovka má tvar lichoběžníku s horní základnou délky 7,1 m a spodní délky 3,5 m. V šířce spodní základny má deska výšku

Obr. 2 Příčný řez mostem Fig. 2 Cross-section of the bridge


4/2007

VĚDA

0,5 m a směrem k okrajům se ztenčuje na 0,3 m. Mostovka je v podélném sklonu 0,7 % a v příčném sklonu 2,5 %. V Ý P O Č T O V Á A N A LÝ Z A Záměrem bylo sledovat zda, do jaké míry a jakým způsobem postup výstavby ovlivňuje vývoj namáhání a přetvoření sledované konstrukce. Ve výpočtu je plně respektováno, že konstrukce bude stavěna po částech. V první fázi jsou zhotoveny základy, které jsou v bednění sedm dní, tzn. že betonáž proběhla v globálním čase 0. Ve druhé fázi jsou z důvodu omezení vlivu smršťování betonu provedeny krajní části oblouku, které jsou v bednění čtrnáct dní. Ve třetí fázi je betonována střední část oblouku a současně s ní i střední část mostovky (v bednění sedm dní). V globálním čase třicet pět dní je oblouk odskružen a působí vlastní tíha oblouku. Ve čtvrté fázi – v čase šedesát tři dní – se uplatňuje zatížení oblouku skruží nesoucí čerstvě vybetonovanou mostovku. Při stavbě skruže nesoucí mostovku

budou osazeny prefabrikované vnitřní vzpěry, které byly vyrobeny jako staveništní prefabrikát v globálním čase 0. Po odskružení mostovky začne konstrukce působit jako jeden celek. V čase sto dní bylo přidáno zatížení vlastní tíhou říms a v čase jedno sto dvacet jeden den tíha vozovky. Znamená to, že během výstavby dochází ke změnám statického systému i zatížení, což je ve výpočtu respektováno. Pro reologickou analýzu obloukové konstrukce v jednotlivých stavebních stavech byl použit výpočetní program SCIA ESA PT [1] – byl vytvořen 2D prutový model s tuhými podporami. Jednotlivým částem konstrukce byly přiřazeny příslušné časové historie tak, aby odpovídaly nejrychlejší možné výstavbě. Uvažované fáze výstavby jsou zobrazeny na obr. 3. Prvky byly zadávány metodou betonáže do tečny, tzn. že v průběhu výpočtu byly korigovány průběhy všech MKP uzlů podle aktuálního natočení konců předchozích prvků. Dále není současně s betonáží prvků instalována jejich vlast-

A

VÝZKUM

ní tíha, ta je vkládána postupně později podle skutečného působení. Toto je v souladu s postupem výstavby a můžeme očekávat hladký průběh průhybové čáry (obr. 3). V souladu se záměrem studie byl dále pro porovnání vytvořen model stejné konstrukce, kde však nebyly zohledněny fáze výstavby. V tomto modelu byl uvažován beton v bednění po dobu sedmi dní. U obou modelů se předpokládá ošetřování betonu po tři dny. Výpočet obou modelů byl proveden pomocí časově závislé analýzy v programu SCIA ESA PT [1], [2], která umožňuje vystihnout změny ve statickém působení konstrukce v době výstavby a vliv dotvarování, smršťování a rozdílného stáří betonových prvků, ze kterých je sestavena celá konstrukce. Časová analýza je založena na postupném výpočtu v časových uzlech, jimiž je časový úsek rozdělen. V každém časovém uzlu je konstrukce řešena MKP. Ve výpočtu je pro predikci dotvarování a smršťování betonu použit model podle evropské normy.

Perfektně se hodí! HALFEN HBS-05 systém šroubového spojení výztuže Prut s objímkou a nakovanou přírubou pro přišroubování HBS-05-B Spojovací prut HBS-05-A

Prut s objímkou a závitem HBS-05-S

S

ystém šroubového spojení HBS-05 můžete použít všude tam, kde potřebujete mít jistotu, že výztuž bude spolehlivě a správně spojena a že všechno bude vyřešeno až do posledního detailu. Flexibilní HBS-05 šroubové spojení betonářské výztuže pomocí spojek s metrickým válcovaným závitem lze použít jako spoj působící v tahu i v tlaku.

Snadné O správnosti montáže se přesvědčíte vizuální kontrolou.

Mnoho argumentů – jeden výsledek: HALFEN-DEHA zaručuje bezpečnost, spolehlivost a efektivitu pro Vás a Vaše zákazníky.

Bezpečné HBS-05 systém šroubového spojení se hodí i pro dynamicky namáhané konstrukce a vyznačuje se také minimalizací prokluzu a únavovou odolností.

HALFEN–DEHA, s.r.o. · K Vypichu 986 · 252 19 Rudná · Tel.: 311 672 612 · Fax: 311 671 417 · www.halfen-deha.cz AA_HBS05_183x132_CZ.indd 1


16.05.2007 11:58:24 Uhr

4/2007

55

VĚDA

A

VÝZKUM

Literatura: [1] SCIA.ESA PT, Manual for Construction Stages, Prestressing Tendons and TDA in the Software System for Analysis, Design and Drawings of Steel, Concrete, Timber and Plastic Structures SCIA.ESA PT (integrated into the SCIA.ESA PT Reference Guide), SCIA Group nv, www. scia-online.com [2] Navrátil J.: Time-dependent Analysis of Concrete Frame Structures (in Czech) Stavebnický časopis, 7 (40), 1992, pp. 429–451 [3] Bechyně S.: Betonové mosty obloukové, Praha SNTL 1954 [4] Stráský J.: Betonové mosty, ČKAIT 2001

jsou uvažovány fáze výstavby, je zohledněna betonáž části mostovky se střední částí oblouku. Z obrázku je patrné, jaký vliv má z hlediska deformace toto zatížení na oblouk. V ostatních částech konstrukce dochází při nezohlednění fází výstavby k téměř dvojnásobným průhybům. Při nezohlednění fází výstavby není v modelu vystižen stav dokončeného oblouku se střední částí mostovky a je v tomto místě naopak průhyb menší, což by neodpovídalo skutečnosti.

Obr. 3 Fáze výstavby Fig. 3 Building stages Obr. 4 Normálové síly Fig. 4 Normal forces Obr. 5 Ohybové momenty Fig. 5 Bending moments Obr. 6 Svislé deformace Fig. 6 Vertical deformations

DISKUZE VÝSLEDKŮ Pro zhodnocení nutnosti uvažovat fáze výstavby u obloukové mostní konstrukce popsaného typu poslouží následující výsledky uvádějící porovnání vnitřních sil a průhybů konstrukce; hodnoty přísluší předpokládané konci životnosti mostu – sto let. Za pozornost stojí, že v důsledku rámového působení vzniká v mostovce nemalá tahová síla vyvolaná smršťováním betonu (obr. 4). Největší rozdíl mezi tahovými silami v mostovce (rozdíly výsledků 56

výpočtů s respektováním stavebních fází a s jejich zanedbáváním) vzniká v krajních polích mostovky. Ve vnitřním poli mostovky je procentuální rozdíl tahových sil menší, avšak téměř dvojnásobný. Je zřejmé, že zanedbání fází výstavby by vedlo k nadhodnocení tahových sil, a tím i k neekonomickému návrhu. V oblouku se však rozdíl mezi výsledky obou přístupů nijak výrazně neprojevuje (obr. 5). Rozdíly obou přístupů v hodnotách ohybových momentů v mostovce nejsou tak výrazné jako u normálových síl. V krajním poli a nad delší vnitřní vzpěrou je moment v modelu bez uvažování fází výstavby zhruba 1,5 krát větší, v dalších místech mostovky jsou hodnoty momentů z tohoto modelu dokonce o něco nižší než s uvažováním fází výstavby. V oblouku je však rozdíl mezi hodnotami ohybových momentů zjevný (obr. 6). Z hlediska svislých průhybů je jasně vidět rozdíl výsledků poskytnutých uvažovanými modely. V modelu, ve kterém

Z ÁV Ě R Zanedbávání postupu výstavby (nezohlednění fází výstavby) vede v případě uvedené konstrukce k nesprávnému zjištění vnitřních sil, nesprávnému a neekonomickému návrhu. Díky zvážení postupu výstavby je možné sledovat chování konstrukce přesněji a především reálněji. Projektantům jsou již k dispozici výpočtové nástroje používané pro statické výpočty předpjatých trámových mostů stavěných současnými technologiemi umožňující tento problém efektivně zvládnout. Výsledky byly získány v rámci řešení projektu 1M6804770001 MŠMT, činnosti výzkumného centra CIDEAS a projektu GA ČR 103/06/0674, dále projektu MD ČR 1F45E/020/120. Ing. Eva Karasová Katedra betonových a zděných konstrukcí Fakulta stavební ČVUT v Praze Thákurova 7, 166 29 Praha 6 e-mail: [email protected] Text článku byl posouzen odborným lektorem


4/2007

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

AKTUÁLNÍ

NABÍDKA STROJŮ A ZAŘÍZENÍ

Dovolíme si v tomto článku oslovit odbornou veřejnost s aktuální nabídkou zařízení a strojů italského výrobce betonářské techniky CIFA. Ta se představila na letošní Baumě s řadou novinek, o nichž jsme již v magazínu Beton TKS informovali. Rádi bychom v právě vrcholící sezóně upozornili na možnost jejich dodání českým a slovenským zákazníkům. Betonárka COMPACTEASY 1500 splňuje požadavky vysoké kvality a výkonu bez vysokých nákladů na instalaci betonárky, včetně nákladů na základy. Celou betonárku lze snadno a levně postavit a připravit k práci a stejně tak složit a na jednom podvozku převézt na další praObr. 1 covní místo. Hlavní části betonárky jsou zásobníky kameniva, skip s dráhou s váhou, konstrukce pro míchačku a dávkovací zařízení cementu a vody a řídící kabina. Celou betonárku (obr. 1 a 2) lze složit na jeden návěs a snadno přepravit. Technická data, výkony a rozměry betonárky COMPACTEASY 1500 jsou uvedeny v tab. 1. Zásobník kameniva pro čtyři frakce je sestaven z bočních a dělících panelů, složených při přepravě v jeden celek. Doplňování kameniva je prováděno buď z rampy nákladními automobily nebo čelním nakladačem. Každá komora je vybavena pneumaticky ovládanými dávkovacími bránami a celý zásobník je doplněn o vážení Obr. 2 kameniva ve skipu. Elektronický výstup je vyveden do kabiny operátora, která je integrována do stavby jednotky a je umístěna mezi zásobníkem kameniva a konstrukcí s míchačkou a plněním do mixů. Operátor z řídícího panelu ovládá chod celé betonárky. CIFA COMPACTEASY 1500 je standardně vybavena automatickým systémem řízení CIFA PC Batch. Mezi jeho hlavní funkce patří řízení a správa celého výrobního cyklu (dávkování a vážení kameniva, cementu a vody, popř. aditiv) včetně řešení možných diskrepancí. Kapacita databáze různých typů předpisů betonu je omezena velikostí použitého počítače. Celý systém je ovládán přes přehledný display s jednoduchým schématickým zobrazením jednotlivých částí betoObr. 3 nárky a zaručuje pohodlné a přesné řízení provozu. CIFA COMPACTEASY 1500 je osazena klasickou a osvědčenou dvouhřídelovou míchačkou typu CIFA TS 2250/1500, vybavenou standardně „airbagem“ s jedním vyprazdňovacím otvorem. Celá míchací komora je obložena opotřebitelnými deskami, výměnné lopatky a ramena jsou z vysoceotěruvzdorných materiálů. Betonárka může být vybavena celou řadou doplňujících zařízení, jako jsou pneumaticky plněná cementová sila kapacity od 50 do 140 m3 cementu, šnekové dopravníky o ∅ 193 mm a délce 13,5 m, filtry na střeše sila. Mezi další vybavení na přání patří dávkovací a vážící zařízení pro dávkování aditiv, samostatná řídící kabina místo kabiny zabudované do betonárky, automatický vysokotlaký systém mytí míchačky atd. V neposlední řadě významným doplňkem, dnes již nezbytností každé betonárky, je recyklace čerstvého betonu. CIFA pro tyto účely používá systém VIBROWASH.

CIFA změněny, což vede mj. ke snížení oscilace ramene při čerpání betonu, ke snížení nároků na údržbu a k vyšší životnosti ramene. Změnami prošel rovněž rám stroje, na který jsou použity uzavřené ocelové profily rozměru 200 x 100 x 10 mm. Otoče ramene čerpadla se konstrukční změny dotkly asi nejvíce. Centrální uložení otoče na předním příčníku bylo zvětšeno a přepracováno tak, aby došlo k příznivějšímu rozložení zatížení na podvozek. Pro upevnění pomocného rámu na rám podvozku byla použita zcela nová kotvící sada z vysoce pevnostních materiálů atd. Všechny změny se příznivě odrážejí na jízdních vlastnostech soupravy, klidnějším průběhu čerpání a vyšší provozní spolehlivosti stroje. Zatímco patentované řešení předních patek zůstalo zachováno, zadní patky stroje, dříve výsuvné, byly nahrazeny šikmo skloněnými patkami, což má za následek snížení klopného momentu při otevřeném rameni. I nové řešení nádrže hydraulického oleje, která je šroubovaná k vodní nádrži, vede ke snížení nároků na obsluhu a údržbu, stejně jako přemístění hlavního elektrického panelu či rozvaděče ovládání patek a ramene. Ostatně to bylo cílem všech provedených změn, jako např. i použití samomazných ložisek rolen domíchávače, přepracování uchycení násypky betonu atd. Všechny tyto změny již může posoudit první zákazník modelu MK 28L, který si stroj před několika týdny převzal. Oba představené stroje jsou pro české i slovenské zákazníky připraveny k okamžitému odběru a uvedení do provozu. CIFA je přesvědčena, a zkušenosti zákazníků z řady krajin světa to potvrzují, že provedené změny byly krokem správným směrem.

Betonárka CIFA COMPACTEASY v přepravní poloze

Skládání betonárky CIFA COMPACTEASY

Ing. Jaroslav Dudr Agrotec a. s. Zastoupení CIFA pro ČR a SR e-mail: [email protected], www.cifa.cz

Nový model CIFA MAGNUM MK 28L na podvozku Iveco

Tab. 1 Dalším produktem CIFA je osvědčená kombinace domíchávače a čerpadla betonu na automobilovém podvozku, známé MAGNUM. V Mnichově představená poslední verze označená MK 28L prodělala oproti dřívější verzím „odtučňovací kůru“ a i další změny vedly k podstatnému zvýšení komfortu obsluhy a údržby (obr.3). Provedené změny přispěly ke snížení hmotnosti stroje s čerpací jednotkou PB 607 o více než 400 kg ve srovnání s předchozím typem MK 28 osazeným stejným čerpadlem. Navíc byla pro tento typ stroje vyvinuta nová čerpací jednotka PB 807 v max. teoretickým výkonem 71 m3/h a max. tlakem na beton 56 barů. Provedené konstrukční změny se týkají zejména samotného ramene čerpadla, kde jsou nyní využívány nové modely pohybu jednotlivých sekcí ramene. Rovněž sekce samotné byly konstrukčně


4/2007

Technická data COMPACTEASY 1500

VELIČINA Výkon betonárky pro beton dle DIN 1045 [m3/h] Kapacita míchačky pro suchou náplň [l] Výkon pro jednu dávku [l] Počet frakcí kameniva [–] Celková kapacita zásobníku kameniva [m3] Maximální velikost zrna [mm] Kapacita vážícího zařízení kameniva [kg] Kapacita vážícího zařízení cementu [kg] Kapacita vážícího zařízení vody [kg] Výška oboustranné zásobovací rampy [m] Tlak na zem [kg/cm2] Instalovaný příkon [kW] Provozní napětí [V/Hz] Rozměry pro silniční přepravu d x v x š [m] Celková hmotnost [kg] SHODA s EUROKÓDY Seismická odolnost Větrná zátěž Sněhová zátěž

55 2250 1500 4 45 32 3000 700 350 2,3 5 88 400/50 14,3 x 2,5 x 3,3 25 000 Cat. 2 Cat. 1 Cat. 1

57

VĚDA

A

VÝZKUM

VÝZKUM

CHOVÁNÍ SPŘAHOVACÍ LIŠTY RESEARCH OF PERFORATED SHEAR CONNECTOR‘S BEHAVIOUR JAN MAREČEK, PETER CHROMIAK, JIŘÍ STUDNIČKA, JAN SAMEC Perforovaná spřahovací lišta je vhodným spřahovacím prostředkem pro kompozitní (spřažené) ocelobetonové nosníky. Lišta, původně zavedená v Německu [1], byla v nových modifikacích detailně experimentálně prověřena v průběhu posledních deseti let na ČVUT v Praze [2 až 4] a běžně se nyní používá v české stavební praxi. Z výsledků zkoušek na unifikovaných, tzv. protlačovacích, vzorcích byly odvozeny vzorce pro stanovení návrhové smykové únosnosti lišty při statickém namáhání, zatímco pro opakované namáhání, kde hraje roli také únava materiálu, byly dosud provedeny pouze tři zkoušky s jedním typem lišty a výzkum je tak v podstatě stále ještě na počátku [5]. Zkoušky smykové únosnosti lišty na protlačovacích vzorcích jsou jednoduché, ale drahé a náročné na čas. Proto se autoři článku pokusili vytvořit postupně několik numerických modelů protlačovacího vzorku, což v budoucnu umožní ověřovat únosnost dalších modifikací lišty výpočtem. První dva modely připravili spoluautoři článku J. Samec [6, 7] a J. Mareček [8, 9]. Další vývoj modelu nyní připravuje P. Chromiak [10 až 13]. Perforated shear connector, which is successfully being used for shear connection of a steel beam and a concrete slab in steel and concrete composite beams, was in detail tested at Czech Obr. 1 Spřahovací prvky: a) trn s hlavou, b) nastřelené zarážky, c) perforovaná lišta Fig. 1 Shear connectors: a) headed studs, b) shot fired brackets, c) perforated shear connector

58

Technical University (CTU) in two standardized types. Based on the test results formulae for the static shear strength of this connector were derived. Only three tests with repeated loading of one connector type, when material fatigue occurs, were carried out. Experimentally assessed shear load capacity of the connector is apposite, but also time and cost consuming. Therefore the need of computational models, that would effectively and precisely predict connector’s shear resistance, arises. J.Samec had introduced the results of the first numerical model, that commenced the further model development. This paper is focused mainly on the progress concerning of the second model performed by J.Mareček. The third model prepared by P.Chromiak is still under progress. SPŘ AHOVAC Í

PRVKY PRO

O C E LO B E T O N O V É K O N S T R U K C E

Spřažené ocelobetonové konstrukce jsou populární, protože vhodně v jednom celku kombinují vysoce únosnou (ale dražší) ocel s (levnějším) betonem, který dodává výsledné kompozitní konstrukci tuhost a odolnost proti nárazu, požáru atp. Navrhovat ocelobetonové konstrukce je dnes zcela běžné, v češtině existuje bohatá literatura, např. [14 a 15] a evropské normy pro navrhování jsou převzaty do systému ČSN, viz [16, 17 a 18]. Spřahovací prvky, tzn. prvky, které spojují ocelovou a betonovou část konstrukce, se neustále vyvíjejí. Nejrozšířenější jsou nyní spřahovací trny přivařované automatem (obr. 1a). Jedině tyto spřahovací prvky se také dostaly do normy [16], kde jsou vzorce pro stanovení statické smykové únosnosti i únosnosti při únavě. K ostatním prvkům, jako jsou nastřelované zarážky (obr. 1b), nebo perforovaná

Obr. 2 Příklad použití spřahovací lišty Fig. 2 Example of perforated shear connector in practise: Litol Bridge on Labe

lišta (obr. 1c), se údaje o únosnosti v normách nenajdou zčásti proto, že nejsou obecně známé a zčásti proto, že např. nastřelovací kotvy Hilti se považují za firemní výrobky a norma se vyhýbá jakékoli preferenci produktu jedné firmy. Na ČVUT je pod vedením předposledního autora článku prováděn výzkum spřahovací (perforované, děrované) lišty, jejíž původ je, v Německu. Jsou zkoumány dva základní tvary lišty a bylo vykonáno množství zkoušek s normalizovanými protlačovacími vzorky i zkoušky na nosnících. Výsledky jsou publikovány doma i v zahraničí. Lišta se v České republice ve značné míře používá v pozemních stavbách i v mostech (obr. 2). ÚNOSNOST

SPŘ AHOVAC Í

PE R F OROVAN É LIŠT Y

U nás používanou spřahovací lištu tvoří ocelový 10 či 12 mm tlustý pás (standardní konstrukční ocel S235) s kruhovými otvory a polootvory (obr. 3), do kterých zateče beton desky, a vytvoří tak smykem namáhaný roubík. Otvory lze pro zvýšení únosnosti lišty provléci pruty betonářské výztuže. Lišta se na horní pás ocelového nosníku přivaří koutovým svarem přenášejícím podélnou sílu působí-


4/2007

VĚDA

cí v zatíženém nosníku mezi betonovou deskou a ocelovým nosníkem. Lištu je možné kombinovat s monolitickým (běžným či lehkým betonem) i s prefabrikáty. Není vhodné lištu používat s trapézovými plechy, neboť kvůli liště nemohou plechy být spojité a jejich dělení na krátké délky není hospodárné. Na ČVUT bylo během posledního desetiletí vykonáno mnoho experimentů s nízkou i vysokou lištou na protlačovacích vzorcích (obr. 4) a jsou experimentální poznatky i s působením lišty v lehkém betonu, při umístění dvou lišt vedle sebe i s dalšími modifikacemi tvaru lišty. Pro obě lišty z obr. 3 jsou dnes k dispozici vzorce pro výpočet statické únosnosti a určité omezené znalosti jsou i s lištou opakovaně namáhanou..

Obr. 4 Protlačovací vzorek Fig. 4 Push-out test specimen

MODEL LIŠTY Je zřejmé, že existuje dostatek experimentálních podkladů pro dva vybrané tvary lišty a že se tato lišta může v praxi bez obav používat. Je-li ale tvar lišty z jakýchkoli důvodů pozměněn, nejsou zmíněné podklady použitelné, resp. mají jen orientační charakter. Z toho vychází snaha vytvořit teoretický model působení lišty, jenž by po ověření na vyzkoušených tvarech lišty poskytoval mocný a efektivní nástroj pro stanovení únosnosti pro jakýkoli jiný tvar lišty, modifikaci otvorů, mohutnosti vyztužení atd. Tak by byla minimalizována potřeba dalších finančně nákladných protlačovacích zkoušek, které jsou nutné, pokud se postupuje pouze experimentální cestou. První model, vypracovaný na ČVUT J. Samcem [6 a 7] a využívající software ANSYS, byl schopen věrohodně před-

A

VÝZKUM

Obr. 3 Spřahovací lišta ČVUT a) nízká 50/10, b) vysoká 100/12, c) modifikovaná s otvory v horní části Fig. 3 Perforated shear connector CTU: a) basic 50/10, b) high 100/12, c) modified with top openings

povědět únosnost protlačovacího vzorku, predikce deformací ale nebyla uspokojivá. J. Mareček připravil zdokonalený model, který dále popíšeme a seznámíme s jeho schopnostmi a výsledky [8 a 9]. Vzhledem ke komplikovanosti problému (dva různé materiály a jejich vzájemné spolupůsobení, geometrická a materiálová nelinearita apod.) byl pro vytvoření zdokonaleného modelu využit software ABAQUS založený (stejně jako software ANSYS) na metodě konečných prvků (MKP). Geometrie Převážná většina provedených experimentů se statickou smykovou únosností perforované lišty byla realizována pomocí protlačovacích zkoušek. Pro tvorbu a kalibraci numerického modelu byl vybrán jeden protlačovací vzorek (obr. 4) s vysokou lištou. Protlačovací vzorek je možné modelovat celý, nebo využít symetrii a modelovat jeho část s nadefinovanými příslušnými okrajovými podmínkami. Modelováním poloviny vzorku se zkrátí výpočetní čas přibližně na 25 % oproti modelování celého vzorku (obr. 5). Kromě využití symetrie byl model dále zjednodušen tak, aby nebyla příliš ovlivněna přesnost výsledků v klíčových místech modelu a zároveň byl ušetřen výpočetní čas. Roznášecí ocelová deska (obr. 4) nebyla modelována vůbec a zatížení bylo aplikováno přímo na HEB profil. Oboustranný koutový svar lišty byl zanedbán a vzájemné spojení mezi lištou a pásnicí ocelového profilu bylo modelováno jako tuhé. V modelu bylo uvažováno s některými zjednodušeními, o nichž je podrobněji pojednáno v [8]. Hlavní součásti numerického modelu jsou ocelová část (HEB profil a perforovaná lišta), betonový blok a výztuž. Ocelová i betonová část a výztužné pruty procházející uzavřenými otvory lišty byly modelovány ve 3D pomocí funkce Solid umožňující následné použití 3D objemových Solid prvků. Ostatní výztuž byla z důvodu zjednodušení modelována tyčovými prvky (Truss).


4/2007

Obr. 5 Model poloviny protlačovacího vzorku Fig. 5 Half part of modelled push-out test specimen

Materiál Správné zadání materiálových vlastností je jedním z klíčových bodů celého numerického modelování. Přiřazení vlastností materiálů je v ABAQUSu realizováno pomocí předdefinovaných materiálových modelů, do nichž jsou zadány požadované vstupní parametry (materiálové vlastnosti – modul pružnosti, hustota atp.). Modelování nelineárních materiálových vlastností betonu patří mezi nejobtížnější úlohy v otázce řešení betonových konstrukcí numerickými metodami. Jedná se o kvazikřehký materiál s rozdílnou pevností v tahu a tlaku. Náročnost modelování navíc zvyšuje přítomnost výztuže. Ze tří v ABAQUSu dostupných materiálových modelů byl pro beton zvolen model Concrete damaged plasticity, který nejlépe odpovídá řešené problematice. Model předpokládá, že hlavními mechanizmy porušení jsou vznik a rozvoj trhlin v tažených oblastech betonu a dr59

VĚDA

A

VÝZKUM

cení v tlačených oblastech. Předpoklady průběhu pracovních diagramů jsou následující. Při jednoosém tahu je závislost napětí deformace lineární do hodnoty meze pevnosti v tahu, po které následuje oblast změkčení. Při jednoosém tlaku je odezva lineárně elastická do hodnoty rovné 30 % válcové pevnosti v tlaku. Plastická oblast pracovního diagramu je charakterizována zpevněním následovaným změkčením po dosažení mezní pevnosti v tlaku. Lineárně elastickou oblast pracovního diagramu popisuje materiálový model Linear elasticity, který lze s výše zmíněným modelem kombinovat. Zvolený materiálový model Concrete damaged plasticity vyžaduje zadání řady vstupních parametrů (materiálových charakteristik). Experimentálně byly odvozeny pouze: válcová pevnost v tlaku, pevnost v příčném tahu a modul pružnosti. Velkým problémem je určení ostatních potřebných materiálových vlastností tak, aby odpovídaly pevnostním charakteristikám použitého betonu. Jelikož v literatuře přímé empirické vztahy pro jejich určení neexistují, byly v našem případě zadány podle přednastavených hodnot. Pro přiblížení uveďme základní experimentálně zjištěné parametry betonu protlačovacího vzorku, který byl použit ke kalibraci popisovaného numerického modelu: Youngův modul pružnosti E = 41 000 MPa, válcová pevnost v tlaku fck,cyl = 65 MPa a pevnost v příčném tahu ftk = 5 MPa. Pro popis chování ocelové části protlačovacího vzorku (HEB profil, lišta a výztuž) byl vybrán materiálový model Classical metal plasticity popisující plastické chování a Linear elasticity pro lineárně elastickou oblast pracovního diagramu oceli. Obdobně jako v případě betonu i tyto dva materiálové modely lze kombinovat a popsat jimi chování jednoho materiálu. V numerickém modelu se předpokládá, že pracovní diagram oceli je pro jednoosou napjatost stejný v tahu i tlaku a bylo zde uvažováno s isotrop-

ním zpevněním materiálu. Obecný průběh pracovního diagramu bylo nutné pro účely numerického modelu zjednodušit na trilineární tak, že do meze kluzu je průběh lineárně elastický. Po dosažení této hodnoty se objevuje plastická deformace a ocel zpevňuje až do hodnoty meze pevnosti. Po dosažení meze pevnosti se napětí dále nemění, poměrná deformace roste teoreticky do nekonečna. Ocelový HEB profil a perforovaná lišta modelovaného vzorku byly vyrobeny z oceli S 235. Materiálové charakteristiky nebyly experimentálně ověřeny, proto bylo v modelu uvažováno s normovými hodnotami meze kluzu fy = 235 MPa, meze pevnosti fu = 360 MPa a příslušnými hodnotami poměrných deformací. Normou udávané hodnoty meze kluzu a meze pevnosti oceli jsou však ve skutečnosti zpravidla vyšší. Pro přesnější kalibraci numerického modelu bude zapotřebí experimentální ověření těchto parametrů pro konkrétně použitou ocel protlačovacího vzorku. Použitá žebírková výztuž byla kvality R 10505. Pro numerickou simulaci byly uvažovány normové pružnostní a pevnostní charakteristiky výztuže s mezí kluzu fyk = 490 MPa, mezí pevnosti ftk = 550 MPa a modulem pružnosti E = 200 000 MPa. Síť konečných prvků Obecně platí, že se zahušťováním sítě konečných prvků výpočet konverguje k přesnému řešení (MKP je pouze metodou přibližnou). Na druhou stranu se výrazně zvyšuje výpočetní náročnost. Proto byla nejdříve provedena studie konvergence hustoty sítě konečných prvků a poté zvolena její optimální hustota. Na obr. 6 je vyobrazena síť konečných prvků ocelové části numerického modelu. Interakce V numerickém modelu byly definovány tři oblasti interakcí, kontakt na rozhraní ocel a beton, interakce různě hustých sítí konečných prvků betonové části a interakce popisující působení výztuže v betonu. Vzájemný kontakt mezi ocelovou částí (pouze perforovaná lišta, kontakt mezi pásnicí HEB profilu a betonem nebyl uva-

Obr. 6 Síť konečných prvků ocelové části Fig. 6 Finite elements mesh of steel part

60

žován), a betonovým blokem byl definován pomocí kontaktních ploch. Každé dvojici ploch, které byly v kontaktu (kontaktní pár), byly přiřazeny mechanické modely kontaktního chování a to jak v tečném, tak v normálovém směru ke kontaktní ploše. Součinitel tření, který byl na styku ocel – beton uvažován hodnotou 0,45, popisoval chování kontaktních párů v tečném směru, chování v normálovém směru bylo definováno pomocí funkce Hard contact [8]. Síť konečných prvků betonového bloku byla ve střední klíčové části (místo kontaktu s perforovanou lištou) zhuštěna za účelem přesnějšího zachycení přenosu smykové síly. V okrajových částech, které nejsou tak důležité z hlediska interpretace výsledků, byla naopak zvolena síť řidší kvůli snížení výpočetní náročnosti. Na styku dvou různě hustých sítí je nutné zachovat kontinuitu pole napětí a deformací. Z tohoto důvodu bylo nutné uzly obou sítí „svázat“ funkcí Tie constraint, která zaručuje stejný posun uzlů na styčných plochách různě hustých sítí. Třetí v numerickém modelu definovanou interakcí je vazba výztuž – beton. Vyztužení betonové desky bylo modelováno pomocí diskrétních prutů tvořených objemovými 3D Solid prvky a 3D Truss prvky. Pro zajištění vzájemné interakce mezi prvky výztuže a prvky betonu byla použita funkce Embedded element (zapuštěný prvek). Zjednodušeně řečeno jsou prvky (zapuštěné) výztuže zapuštěny do prvků (hostující) betonu. Leží-li zapuštěný uzel uvnitř hostujícího prvku, hodnoty jeho posunů jsou dále ve výpočtu stanoveny interpolací ze stupňů volnosti (posunů) hostujícího prvku. Zatížení a okrajové podmínky Modelován byl zkušební vzorek odpovídající provedeným protlačovacím zkouškám. Průměrná únosnost (maximální dosažená síla) protlačovacích vzorků činila 1 530 kN. Shodně byl tedy zatížen i numerický model s tím rozdílem, že celková aplikovaná síla měla z důvodu modelování poloviny vzorku poloviční hodnotu oproti experimentu. Jelikož byla při modelování vynechána roznášecí ocelová deska (viz kapitola Geometrie), způsob vnesení zatížení z hlavy lisu do ocelového profilu nebyl uvažován ve tvaru osamělého břemene, ale jako rovnoměrně rozložené napětí působící na průřezovou plochu ocelového HEB profilu (resp.


4/2007

VĚDA

na jeho polovinu). Celková hodnota rovnoměrného napětí vycházela z velikosti působící síly a průřezové plochy HEB profilu. V průběhu experimentu byla zkouška řízena silou, tj. přírůstky zatížení byly v čase konstantní. Při zatěžování numerického modelu je čas chápán jako imaginární veličina, přírůstky zatížení a jeho celkový průběh tedy nejsou na čase závislé. Celková hodnota zatížení je na numerický model aplikována postupně v průběhu tzv. zatěžovacího kroku. V numerickém modelu byly aplikovány okrajové podmínky popisující jeho chování v rovině symetrie a podepření betonové desky. Vzhledem k tomu, že byla modelována pouze polovina protlačovacího vzorku, je nutné uzlům ocelového profilu v rovině symetrie nadefinovat příslušné okrajové podmínky, které zamezí posunům kolmo k rovině symetrie. Pro zajištění stability volného konce stojiny proti vybočení z roviny, které je ve skutečnosti realizováno oběma pásnicemi, byla přidána okrajová podmínka zamezující posunům kolmo k rovině této stojiny. V průběhu protlačovací zkoušky spočíval zkušební vzorek spodní částí betonové desky na tuhém podkladu. Obecný tvar okrajových podmínek popisujících tento způsob uložení byl použit pro uzly spodní části betonové desky ve tvaru u1 = u2 = u3 = 0. Uzlům je tedy zabráněno v posunech ve všech třech směrech globálních os. Výpočet Numerická analýza obecně spočívá a v ABAQUSu je konkrétně rozdělena do tří základních fází: • rozdělení dané problematiky do kroků (Step) • přiřazení analytických procedur (metody výpočtu) jednotlivým krokům • zadání zatížení a okrajových podmínek v jednotlivých krocích. Popisovaná numerická analýza byla rozdělena na dva kroky: • definování okrajových podmínek (viz předchozí odstavec) a aktivace kontaktů (viz odstavec Interakce) • aplikace veškerého zatížení na numerický model. Délka zatěžovacího kroku byla zvolena 1 (= 100 % zatížení). Nastavený čas umožňuje v průběhu výpočtu sledovat procentuální podíl momentálně aplikovaného zatížení. Čas 0 odpovídá nezatíženému modelu, čas 0,2 = 20 % cel-

kového zatížení, čas 0,85 = 85 % atd. Numerický model byl tedy zatěžován přírůstkově. Z průběhu pracovního diagramu protlačovací zkoušky bylo zřejmé, že bude nutné při výpočtu uvažovat vliv geometrické nelinearity. Pro řešení nelineární úlohy byla zvolena Newton-Raphsonova iterační metoda, která dělí zatížení na jednotlivé přírůstky, jejichž velikost závisí na rychlosti a kritériích konvergence nelineárního výpočtu. V našem případě kriteria konvergence byla ponechána v přednastavených hodnotách a byla zvolena možnost automatické inkrementace umožňující efektivní řešení většiny nelineárních úloh v reálném časovém horizontu. Výsledky Hlavními sledovanými výsledky numerické analýzy byly celková únosnost protlačovacího vzorku a vzájemný prokluz mezi betonovým blokem a ocelovou částí. S ohledem na požadované výstupy výpočtu a v minulosti experimentálně získané hodnoty bylo dosaženo těchto výsledků: • únosnost a prokluz protlačovacího vzorku při experimentu byly Fexp = 1 530 kN, δexp = 2 mm; • únosnost a prokluz modelu byly Fnum = 1 354 kN, δnum = 0,83 mm. Ze vzájemného porovnání dosažených výsledků vyplývá, že numericky stanovená hodnota únosnosti, resp. prokluzu činí 88,5 %, resp. 41,5 % experimentální hodnoty. Model tedy velmi dobře předvídá chování protlačovacího vzorku z hlediska únosnosti, z hlediska prokluzu bude nutné model ještě doladit. Výše zmíněné základní shrnutí výsledků z hlediska únosnosti a prokluzu je


4/2007

A

VÝZKUM

třeba podrobněji zdůvodnit a vysvětlit. V čase 0,885 (tedy při zatížení rovném 88,5 % maximální experimentální hodnoty) došlo k výraznému zmenšení inkrementu zatížení (divergenci nelineárního řešení) na hodnotu 1.10–25 a výpočet byl ukončen. Podrobnější analýza výsledků modelu byla následně provedena na základě výstupních dat z postprocesoru ABAQUSu. Na obr. 7 je vykreslena ocelová část protlačovacího vzorku s průběhy izolinií Misesova srovnávacího napětí při hodnotách 60, 70, 75, 80, 85 a 88,5 % celkového aplikovaného zatížení. Maximální hodnoty napětí při kolapsu je podle očekávaní dosaženo poblíž konce (horní okraj) perforované lišty. Tato hodnota činí 252 MPa, což je hodnota nepatrně nad teoretickou mezí kluzu použité oceli (235 MPa). Při kolapsu tedy dochází k částečné plastifikaci perforované lišty, zejména v její horní části (obr. 7). Pro zvýraznění bylo použito měřítko deformace 1 : 30. Výrazné zdeformování horního (krajního) uzavřeného otvoru je s největší pravděpodobností způsobeno příliš krátkou vzdáleností (ve směru délky lišty) mezi lícem otvoru a okrajem lišty (pouze 15 mm). Maximální hodnota Tresca napětí v betonové části modelu činí 201 MPa. Leonhardt v [10] uvádí maximální hodnotu napětí v betonu v otvoru lišty přibližně jako trojnásobek válcové pevnosti v tlaku. V našem případě při použití betonu válcové pevnosti tlaku fck,cyl = 65 MPa činí její trojnásobek 195 MPa. Nume-

Obr. 7 Napětí v ocelové části modelu Fig. 7 Stresses in steel part of 3D model

61

VĚDA

A

VÝZKUM

rický model tedy v tomto ohledu Leonhardtův závěr potvrzuje. Maximální hodnoty napětí je dosaženo v místě druhého betonového kolíku, kde je také umístěna výztuž. Z průběhů izolinií napětí, tahového porušení a deformací lze usuzovat na pravděpodobné porušení spřažení usmyknutím betonových kolíků, což potvrzují i největší hodnoty deformací v těchto místech. Maximální hodnoty deformace (0,7 mm) je dosaženo v místě dolního betonového kolíku, minimální hodnotu deformace vykazuje horní betonový kolík, kde došlo k částečné plastifikaci lišty a následné redistribuci smykové síly, v důsledku čehož nebyl horní betonový kolík plně využit. Při reálné protlačovací zkoušce došlo při kolapsu k rozštěpení betonového bloku v místě perforované lišty a k vylomení betonového „klínu“ ve spodní části bloku. Současně s tím došlo ke vzájemnému oddělení betonové desky od pásnice ocelového profilu. Výsledky numerického modelu vykazují stejný způsob oddělení betonu od ocelové části (obr. 8), což je zřejmě způsobeno vlivem otevřených otvorů lišty, které se při protlačovací zkoušce opírají o okolní beton a tím „odtlačují“ betonový blok od pásnice ocelového profilu. Měřítko deformace obr. 10 bylo pro zvýraznění zvoleno 1 : 50. Průměrná hodnota prokluzu mezi ocelovou částí a betonovou deskou činila v případě experimentu 2 mm. V případě numerického modelu byl zjištěn prokluz jen 0,83 mm. Vypočtená hodnota prokluzu byla získána jako rozdíl svislých deformací uzlu ocelové části a betonové desky. Uzly sítě konečných prvků byly totožné s místy, kde byly v experimentu umístěné číselníkové úchylkoměry. Průběh numericky stanovené závislosti prokluzu na zatížení, především jeho náhlá změna při přibližně 1 300 kN, dokazuje, že v tomto okamžiku skutečně nastává kolaps numerického modelu. Vypočtená hodnota prokluzu činí 41,5 % experimentálně získané hodnoty. V tomto ohledu náš model vykazuje příznivější shodu s experimentem než model J. Samce, avšak i tuto shodu je třeba v budoucnu vylepšit a model vyladit. Příčiny neshody a návrhy k vylepšení modelu z hlediska prokluzu jsou popsány v [8]. Shrnutí Výsledky numerického modelu dobře 62

korespondují s výsledky experimentu. Numericky stanovená hodnota únosnosti činí 88,5 % únosnosti experimentální. Shoda ve vypočteném prokluzu mezi ocelí a betonem je 41,5 %. Dle průběhů napětí a deformací v numerickém modelu lze usoudit na následující způsob porušení protlačovacího vzorku: relativně krátká osová vzdálenost prvního (horního) uzavřeného otvoru lišty od jejího okraje způsobuje plastifikaci oceli v její horní části. Plastická deformace je v našem případě navíc podpořena použitím vysokopevnostního betonu. Vlivem nadměrné plastifikace horního otvoru dochází k redistribuci smykové síly v ocelové části směrem k dalším otvorům lišty. Nejméně zdeformovaná část lišty u dolního otvoru přenáší větší část smykové síly, která způsobuje nadměrnou deformaci betonu v jejím okolí. Porušení spřažení je následně způsobeno usmyknutím betonových kolíků, o čemž svědčí nadměrné tahové porušení betonu při jejich horním líci. Oddělení betonové desky od pásnice ocelového profilu, ke kterému došlo při experimentu, bylo potvrzeno i numerickým modelem (obr. 8) a je pravděpodobně způsobeno přítomností otevřených otvorů lišty, které „odtlačují“ beton dále od ocelového profilu. P Ř I P R AV O VA N Ý M O D E L Tvorba numerického modelu P. Chromiaka je ve fázi vývoje. Je připravován obdobný numerický model v softwaru ATENA – specializovaný program pro řešení železobetonových konstrukcí [11, 12 a 13]. Model je podobně jako

Obr. 8 Deformace protlačovacího vzorku a numerického modelu Fig. 8 Deformation of push-out test specimen and numerical model

oba předchozí tvořen v 3D prostředí, což umožňuje přesněji vystihnout porušení vzorku. Opět je využita symetrie vzorku a modelována pouze jeho čtvrtina. Z důvodu zjednodušení byly pro modelování provedeny stejné úpravy protlačovacího vzorku jako u modelu J. Marečka, což však nemá výrazný vliv na celkové chování. Doposud jsou namodelovány a testovány tyto modely: • čtvrtina vzorku bez výztuže (obr. 9) • čtvrtina vzorku s rozptýlenou výztuží v betonu • čtvrtina vzorku s prutovou výztuži podle experimentu • parciální kontakt jednoho otvoru lišty s okolním betonem. Geometrie všech modelů byla dopředu vytvořena tak, aby bylo možno zadávat materiály objemově. Ve výsledku to pak znamená, že přiřadíme-li materiálový model k objemu, bude při generování konečných prvků materiál přirazen i příslušnému elementu. V současné době je P. Chromiakem zkoušeno několik materiálových modelů betonu a oceli. Protože při experimentu nebylo dosaženo plastické meze v ocelové části, byl pro zjednodušení zvolen materiálový model pro ocel s názvem „CC3DBiLinearSteelVonMisses“. Jedná se o využití tzv. perfektní plasticity (bilineární pracovní diagram), kdy se napětí na mezi kluzu dále nemění s rostou-


4/2007

VĚDA

Obr. 9 Čtvrtina protlačovacího vzorku Fig. 9 One-fourht of push-out test specimen

cí deformací. Pro beton je možné použít více druhů mírně se lišících modelů: • CC3DCementitious – lomově-plastický beton s lineární tlakovou oblastí bez zpevnění, • CC3DNonLinearCementitious – lomově-plastický beton s nelineární tlakovou oblastí, předpokládá zpevnění před dosažením pevnosti v tlaku, • CC3DNonLinearCementitious2 – jako předchozí model, ale přírůstková formulace a materiál může být během analýzy pozměněn, • CC3DNonLinearCementitious2User – jako předchozí model s možností nastavení rozšířených parametrů, • CCCombinedMaterial – beton vyztužený pomocí rozptýlené výztuže. Výztuž lze do numerického modelu zadat dvěma způsoby: • rozptýlená výztuž – zadává se jako speciální materiál „CCCombinedMaterial“ • přiřazení materiálového modelu „CCReinforcement“ konečnému prvku LINEAR. Kontakt mezi betonem a ocelí je vytvořen pomocí „contact volume“, tzv. kontaktní objem v místě požadovaného kontaktu mezi plochou betonu a oceli. Tento objem má nulovou tloušťku a slouží k přiřazení kontaktní funkce „CC3DInterface“. Při zadání zatížení je potřeba přepočítat výslednou sílu z experimentů na čtvrtinu vzorku. Zatížení se pak přepočítá na průřezovou plochu ocelového HEB profilu a působí rovnoměrným rozloženým tlakem.

A

VÝZKUM

Byly testovány všechny zmíněné modely čtvrtiny lišty. Funkčním je zatím pouze model parciální části otvoru lišty s okolním betonem. Po upřesnění a doladění budou analyzovány i ostatní modely čtvrtiny protlačovacího vzorku perforované lišty.

Výzkum spřahovací lišty byl na Fakultě stavební ČVUT v Praze postupně podporován několika granty GAČR, naposledy grantem 103/05/2003. Autoři vyjadřují za tuto podporu dík Grantové agentuře ČR.

Z ÁV Ě R Článek informuje o výsledcích experimentálního i teoretického výzkumu spřahovací lišty, která je velmi výkonným spřahovacím prvkem pro ocelobetonové nosníky a lze ji snadno vyrobit bez použití speciálních pomůcek. Lišta není na území ČR chráněna žádným patentem a jejímu používání nic nestojí v cestě. Článek ukazuje, jak lze náročné experimenty pro určení únosnosti zčásti nahradit teoretickou simulací.

Ing. Jan Mareček, Ph.D. Gleeds Česká republika, s. r. o.

Literatura: [1] Leonhardt F., Andra W., Andra H. P., Harre W.: Neues, vorteilhaftes Verbundmittel fur Stahlverbund Tragwerke mit hoher Dauerfestigkeit, Beton und Stahlbetonbau, 1987 [2] Macháček J., Studnička J.: Stahlbetonverbundtrager mit Perfobond Leiste, Stahlbau No. 1, pp. 9–14, 1999 [3] Studnička J., Macháček J.: Spřahovací prvky pro ocelobetonové konstrukce, Stavební obzor č. 7, str. 193–199, 2001 [4] Macháček J., Studnička J.: Perforated shear connectors, Steel and Composite Structures, Vol. 2, No. 1, pp. 51–66, 2002 [5] Studnička J.: Experimenty s opakovaným namáháním spřahovací lišty, Stavební obzor č. 7, str. 197–200, 2003 [6] Samec J.: Chování perforované lišty v ocelobetonových konstrukcích, disertace ČVUT, 2004 [7] Samec J., Studnička J.: Model chování spřahovací lišty při statickém namáhání, Stavební obzor č. 6, str. 165–170, 2004 [8] Mareček J.: Perforovaná lišta, disertace ČVUT, 2006 [9] Mareček J., Studnička, J.: Pokročilý model spřahovací lišty, Stavební obzor č. 8, str. 225–231, 2006 [10] Mareček J., Chromiak P., Studnička J.: Numerical Model of Perforated Shear Connector, Proceedings of Metal


4/2007

Ing. Peter Chromiak Prof. Ing. Jiří Studnička, DrSc. oba: Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí Fakulta stavební ČVUT Praha Ing. Jan Samec, Ph.D. Martifer CZ Text článku byl posouzen lektorem.

[11]

[12]

[13]

[14] [15] [16]

[17]

[18]

Structures Conference, Rzeszow, pp. 176–177, 2006 Chromiak P., Studnička J.: Load Capacity of Perforated Shear Connector, Pollack Periodica, Int. Journal for Civil-Informatics Engineering, Vol. 1, No 1, 2006, Pecs, Vol. 1, No 3, pp. 23–30, ISSN 1788–1994 Chromiak P., Studnička J.: Shear Connector for Composite Beam, Proceedings of Romanian National Conference on Steel Strucutres, Brašov, pp. 365–370, 2006 Chromiak P., Studnička J.: Computer Model of Perfobond Connector, Proceedings of SDSS Conference 2006, pp. 845–852, Lisabon Studnička J.: Ocelové a ocelobetonové konstrukce, ČKAIT 2000 Studnička J.: Ocelobetonové konstrukce 20, ČVUT Praha 2005 ČSN EN 1994-1-1 Eurokód 4: Navrhování spřažených ocelobetonových konstrukcí, Část 1.1 – Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby, ČNI, 2006 ČSN EN 1994-1-2 Eurokód 4: Navrhování spřažených ocelobetonových konstrukcí, Část 1.2 – Obecná pravidla – Navrhování konstrukcí na účinky požáru, ČNI, 2006 ČSN EN 1994-2 Eurokód 4: Navrhování spřažených ocelobetonových konstrukcí, Část 2 – Obecná pravidla a pravidla pro mosty, ČNI, 2007

63

SOFTWARE SOFTWARE

ŘEŠENÍ

NÁVRHŮ MOSTŮ S RŮZNOU MATERIÁLOVOU SKLADBOU DESIGN OF BRIDGES WITH DIFFERING MATERIAL COMPOSITION LIBOR ŠVEJDA Běžné jednotrámové a vícetrámové mosty, elegantní obloukové mosty, estakády, údolní a říční přemostění s velkými rozpětími nebo železniční a silniční rámové mosty: v inovativním softwaru RIB PONTI je jejich modelování, statický výpočet a návrh efektivně řešitelný. V optimální kombinaci a využití stavebních materiálů vznikají vysoce kvalitní, robustní mostní stavby. Bez ohledu na to, zda se u nosné konstrukce jedná o monolitický železobeton, předpjatý beton, spřažený ocel-beton nebo prefabrikovaný most typu beton-beton. Common single-beam, as well as multibeam bridges, elegant arch bridges, flyover bridges, valley and river bridging with large spans, or railway and motorway frame bridges – their modelling, structural analysis and design are effectively solvable using the innovative RIB PONTI software. High-quality robust bridge structures are made in an optimal combination and application of building materials. They are built disregarding the fact whether the load-bearing structure is made of monolithic reinforced concrete, prestressed concrete, composite steel-concrete or a prefabricated concrete-concrete type bridge. Z Á K L A DY

VÝPOČETNÍCH MODELŮ

A N ÁV R H Ů

Software RIB PONTI umožňuje praktické modelování historie statistického systému, příčných řezů, zatížení a napjatosti. Jako

komplexní výpočetní modely libovolně prostorového statického sytému mohou být uvažovány prostorové rošty nebo kombinované prutové a skořepinové modely postihující příčný roznos zatížení, popř. včetně mostních opěr a založení na pilotách – téměř pro všechny typy mostních staveb: tj. silniční mosty, železniční mosty nebo lávky pro pěší a cyklisty. Koncepční návrh může současně zahrnovat oblasti vzniku trhlin a spolupůsobící šířky desky mostovky. Po provedení výpočtu vnitřních účinků a jejich ve smyslu zvolené normy automatizovaně sestavených návrhových kombinací následuje komplexní návrh a dimenzování podle mezních stavů únosnosti, použitelnosti a únavy. V případě spřaženého ocelobetonového průřezu se jedná o aktuální normy DIN-Fachberichte 104, které jsou německou variantou evropské normy EN 1994-2. V PONTIverbund jsou rovněž integrovány i posudky spřahovacích trnů. V oblasti železobetonových a předpjatých mostů mohou být pro návrhy a dimenzování využity mostní normy EN 1992-2 a DIN-Fachberichte 102. Předpjaté trámy mohou být volitelně posuzovány dle

Obr. 1 Výpočetní model mostu z kombinovaných materiálů (monolit + spřažená část ocel-beton) Fig. 1 Calculation model of a bridge from a combination of materials (monolith + composite streel-concrete part)

ČSN 73 6207 v integrované komponentě POMPRU. MONOLITICKÉ,

SEGMENTOVÉ,

Ž E L E Z O B E T O N O V É A P Ř E D P J AT É MOSTY

V základním softwarovém balíku PONTI pro monolitické mosty lze již tradičně počítat a navrhovat nejrůznější typy mostů: možné jsou celkové výpočetní modely nebo modely se zohledněním výstavby po etapách, současně bez nebo s předpětím. Předpětí může být jak interní se soudržností, bez soudržnosti nebo externí. Možná je i kombinace obou typů předpětí, tj. smíšené interní a externí předpětí konstrukce. K dispozici jsou i funkce typu „demontáž kabelu“ pro různé varianty výstavby, resp. sanace mostů. Další podrobnosti k těmto typům mostů viz např. [1]. NOVÉ

T Y PY PR Ů Ř EZŮ P R O S P Ř A Ž E N É

O C E LO B E T O N O V É M O S T Y

Spřažené konstrukce z ocele a betonu otevírají vedle tradičních, monomateriálových skladeb celou řadu nových možností. V souladu s těmito trendy RIB rozšířil aplikační možnosti PONTIverbund, o nové, parametrizované typy spřažených ocelobetonových průřezů [2]. Prvním typem nového průřezu je válObr. 2 Monolitické průřezy a výpočetní model komorového mostu Fig 2 Monolithic cross sections, and calculation model of a box-girder bridge

64


4/2007

SOFTWARE SOFTWARE

covaný nebo svařovaný nosník I spřažený s filigránovou deskou jako ztraceným bedněním monolitické mostovky. Tento relativně nový typ prefabrikovaných mostních dílců se pro svoji efektivitu a rychlost výstavby těší vzrůstající oblibě. Další, nové typy průřezů jsou spřažené ocelobetonové truhlíky, resp. jednokomorové průřezy, které se obvykle používají u přemostění s velkým rozpětím. Mohou být navrhovány jako uzavřené nebo otevřené, popř. jako jednokomorové se šikmými stěnami. Historie vzniku průřezů z hlediska vlivů dotvarování, smršťování a relaxace se opět, jako u již dříve realizovaných spřažených typů průřezů, zohledňuje automatizovaně metodou tzv. celkového průřezu, tj. v souladu s požadavky normy EN 1994-2. Spolu s realizací nových typů průřezů byly rozšířeny algoritmy navrhování dle mezních stavů únosnosti, použitelnosti a únavy o složky torzního a příčného ohybového namáhání. Pokročilá optimalizace uživatelského prostředí završuje rámec aktuální verze PONTIverbund. Snadné, interaktivní navrhování nosníků Navrhování nosníků probíhá pro všechny typy průřezů v jednotném, interaktivním uživatelském prostředí. Při navrhování na mezní stavy únosnosti, použitelnosti, únavy a zajištění spřažení jsou pro šikmý ohyb s normálovou silou a kroucení vedeny následující návrhy a posouzení: Výpočet sekundárních efektů • automatický výpočet ekvivalentních, náhradních teplotních zatížení • dotvarování od betonáže, vystrojení konstrukce a poklesů podpor • dotvarování od plánovaných deformací • primární a sekundární smršťování Mezní stav únosnosti s výjimkou únavy • klasifikace průřezů • plastická a elastická momentová únosnost • plastická a elastická smyková únosnost • plastická a elastická interakce ohybu, normálové a posouvající síly • vyboulení stěny stojiny indukované pásnicemi Mezní stav únosnosti při únavě • ekvivalentní rozkmit únavového porušení výztuže

Obr. 3 Výpočetní model spřaženého ocelobetonového mostu Fig. 3 Calculation model of a composite steel-concrete bridge

Obr. 4 Nové typy spřažených průřezů Fig. 4 New types of composite sections

Obr. 5 Schéma výpočtu spřaženého ocelobetonového mostu o 3 polích Fig. 5 Calculation diagram of a composite steel-concrete bridge with 3 spans


4/2007

65

SOFTWARE SOFTWARE

Obr. 6 Grafické prostředí vyhodnocení návrhů Fig.. 6 Graphical interface of design evaluation

• ekvivalentní rozkmit únavového porušení ocelových nosníků • tlaková únava betonu Mezní stav použitelnosti • omezení napětí ve výztuži • omezení napětí v oceli nosníků • omezení tlakových napětí v betonu

• minimální výztuž (počátek vzniku trhlin) • stabilita trhlin • omezení kvazistálých deformací Zajištění spřažení • únosnost spřahovacích trnů • smyková únosnost spřahovací spáry • pokrytí a rozmístění spřahovacích trnů • konstrukční provedení spřahovacích trnů • únava spřahovacích trnů • podélná smyková únosnost betonové desky

Literatura: [1] Podráský Z., Švejda L:. Nové možnosti statické analýzy předpjatých trámových a deskových mostů stavěných po etapách, časopis Beton TKS 04/2003 [2] Held E., Kimmich S., Kina J., Švejda L.: FEM pro spřažené ocelobetonové mosty – komfortní řešení standardních typů konstrukcí, časopis KONSTRUKCE 03/2005 [3] Švejda L.: Statické výpočty na navrhování předpjatých prefabrikátů, časopis Beton TKS 02/2007

Výkonné grafické vyhodnocení Uživatelské prostředí umožňuje okamžitý a přímý přehled všech výsledků posudků nosníku jak v grafické formě, tak i prostřednictvím cíleného vyhodnocení a sestavení detailních informací o konkrétních hodnotách návrhových parametrů a výsledků na zvoleném místě konstrukce. Možnosti vyhodnocování a tisku byly

Obr. 7 Spřažené průřezy beton-beton Fig. 7 Composite concrete-concrete cross sections

66


4/2007

SOFTWARE SOFTWARE

v grafickém prostředí dále rozšířeny a optimalizovány pro zmíněné, nové typy průřezů a umožňují tak efektivní práci i u velkých mostních konstrukcí. Výstupy popř. velmi obsáhlých výsledků návrhů lze cíleně řídit a konfigurovat tak, aby ve tvaru přehledných tabulek a průběhů obsahovaly jen požadované informace. Optimalizace průřezů Za účelem dodatečné optimalizace návrhu mostní konstrukce je možná výměna, resp. doplnění nových průřezů s okamžitým automatickým vyhodnocením všech relevantních posudků na základě dříve stanovených vnitřních účinků a jejich návrhových kombinací obsažených v databance výsledků. Optimalizace využití průřezů tak nejprve probíhá velmi operativně a rychle přímo v návrhovém prostředí. Po dosažení přibližně požadovaných stupňů využití průřezů lze následně provést kompletní, tj. přesný přepočet modelu s již vyměněnými průřezy a jejich finální posouzení. AKTUÁLNÍ VÝVOJ – SPŘAŽENÉ MOSTNÍ PRŮŘEZY BETON-BETON V rámci softwarového balíků RIB PONTI se v současnosti realizuje komplexní řešení spřažených mostů složených ze železobetonových nebo předpjatých prefabrikátů a monolitické dobetonávky. Technologickým základem je již dříve realizované grafické, výpočetní a vyhodnocovací prostředí pro ocelobetonové spřažené mosty. Výpočet vnitřních účinků MKP a sestavení návrhových kombinací probíhají opět v prostorovém řešiči RIB TRIMAS; navrhování dle příslušných norem (Eurocode, DIN) automatizovaně zajišťuje integrovaná technologie RIB RTfermo, viz [3]. Toto perspektivní řešení postihuje i sekundární efekty z dotvarování, smršťování a relaxace, a to nejen na úrovni průřezů, ale celého statického systému.

nebo beton-beton). Přesně podle požadavků konkrétního projektu a projekční kanceláře. Ing. Libor Švejda RIB stavební software, s. r. o. Zelený pruh 1560/99,140 00 Praha 4 tel.: 241 442 078, fax: 241 442 085 e-mail: [email protected], www.rib.cz

Optimální spřažení – statika mostů od RIB Reagujeme na pokračující trendy ve stavbách mostů a rozšiřuje možnosti statického softwaru PONTI®verbund na navrhování spřažených ocelobetonových mostů o nové, parametrizované typy průřezů. Vedle již běžných válcovaných nebo svařovaných ocelových profilů I spřažených s monolitickou deskou tak nabízíme prefabrikovaný průřez s filigránovou deskou jako ztraceným bedněním a uzavřené nebo otevřené ocelobetonové truhlíky, resp. jednokomorové průřezy se šikmými stěnami. Informujte se o naší zaváděcí nabídce do 30.09.2007. Více podrobností se dozvíte na: >> www.rib.cz

RIB stavební software s.r.o. Zelený pruh 1560/99 CZ-140 00 Praha 4 telefon: +420 241 442 078 telefax: +420 241 442 085 email: [email protected]

Z ÁV Ě R Softwarový systém RIB PONTI umožňuje svoji vnitřní modulární strukturou funkčních a licenčních komponent individuální přizpůsobení aktuálním potřebám projektanta – mostaře v závislosti na typu řešené mostní konstrukce. Jeho variabilita nespočívá pouze v různých úrovních přesnosti statického modelu (prutový, plošný, kombinovaný model), ale i v možnosti volby různých typů konstrukčních materiálů (železobeton, předpjatý beton, spřažený beton, spřažený průřez ocel-beton

http: //www.rib.cz

005 5

=5 knxurydÐáÊÏÓÓÓudkdÏ whoÜÝĂÍËÓËËÍÌÊÏÊÓÐ id{ÝĂÍËÓËËÍÌÊÌËÊË lqirÿqhndsÜfrp

zzzÜqhndsÜfrp BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2007

67

ČSN EN 1990/A1 EUROKÓD: ZÁSADY NAVRHOVÁNÍ KONSTRUKCÍ – PŘÍLOHA A2: POUŽITÍ PRO MOSTY E N 1990/A 1 E U R O C O D E : B AS I S O F ST R U C T U R A L D E S I G N – AN N EX A2: APPLICATION F OR B R I DG ES MAR I E STU DN IČ KOVÁ V červnu 2006 byla převzata do soustavy českých technických norem v anglickém originále Příloha 2 – Použití pro mosty formou změny (ammendment) k evropské normě EN 1990. Tato příloha byla vydána v CEN pod označením EN 1990:2002/A1 Eurocode: Basis of structural design – Annex A2: Application for bridges [1]. V dubnu letošního roku byla norma nahrazena českým překladem s národní přílohou (NP) pod označením ČSN EN 1990/A1 Eurokód: Zásady navrhování konstrukcí – Příloha A2: Použití pro mosty [2] s platností od 1. května 2007. Ammendment to the Eurocode EN 1990, Annex A2 (Application for bridges), was implemented in the system of Czech Standards in June 2005. This Annex was issued in CEN as EN 1990:2002/A1 Eurocode: Basis of structural design – Annex A2: Application for bridges [1]. In April 2007 the standard was replaced by the Czech Standard with the National Annex ČSN EN 1990/A1 Eurokód: Zásady navrhování konstrukcí – Příloha A2: Použití pro mosty [1]. The standard has been valid since May 2007. ČSN EN 1990/A1 – Příloha A2 uvádí pravidla a metody pro stanovení kombinací zatížení doporučených návrhových hodnot stálých, proměnných a mimořádných zatížení a součinitelů ψ, které se mají použít pro ověření mezních stavů použitelnosti i mezních stavů únosnosti (s výjimkou ověření na únavu) při navrhování mostů pozemních komunikací, lávek pro chodce a železničních mostů. Pravidla se také použijí pro zatížení během provádění. Jsou uvedeny i metody a pravidla vztahující se k některým mezním stavům použitelnosti nezávislým na použitém materiálu. Pravidla uvedená v Příloze A2 nemusí být dostačující pro: • mosty, které nejsou v rozsahu EN 1991-2 (mosty pod vzletovou dráhou, pohyblivé mosty, zastřešené mosty, mosty převádějící vodu (akvadukty) atd.), 68

• mosty sdružené, převádějící současně železniční i silniční dopravu, • jiné inženýrské konstrukce převádějící zatížení dopravou (např. násypy za opěrnou zdí). ČSN EN 1990/A1 [2] obsahuje překlad evropské normy [1] a NP, která uvádí národně stanovené parametry a doplňující informace pro Českou republiku, které jsou na našem území závazné. V červenci 2005 byla zavedena do soustavy norem evropská norma ČSN EN 1991-2 Eurokód 1: Zatížení konstrukcí – Část 2: Zatížení mostů [3], o které bylo referováno v tomto časopise v číslech 4/2005 [4] a 6/2005 [5]. Při navrhování mostů musí být zatížení uvedená v této normě kombinována podle pravidel uvedených v ČSN EN 1990/A1. Od května 2007 lze tedy komplexně stanovit zatížení mostů podle eurokódů na území České republiky. Ačkoli je ČSN EN 1990/A1 součástí eurokódu ČSN EN 1990, uvádí pravidla pro kombinace zatížení mostů, a tím se těsně váže k ČSN EN 1991-2, kterou doplňuje.

jsou uvedena v jednotlivých článcích kapitoly A2.2.1. Pro mezní stavy únosnosti se mají použít kombinace zatížení stanovené výrazy 6.9a až 6.12b z ČSN EN 1990. Výrazy 6.14a až 6.16b z téže normy se použijí pro ověření mezních stavů použitelnosti. Pro ověření přetvoření a kmitání jsou v Příloze A2 uvedena doplňková pravidla v čl. A2.4.

N Á R O D N Ě S TA N O V E N É PA R A M E T RY V ČSN EN 1990/A1 je uvedeno třicet šest článků s poznámkami, které umožňují národní volbu hodnot nebo ustanovení uvedených v normě. Téměř všechny hodnoty součinitelů ψ a dílčích součinitelů γ jsou v normě uvedeny jako národně stanovené parametry, tedy s možností volby na národní úrovni. V souladu s doporučením CEN modifikovat hodnoty NP co nejméně, byly ve většině případů do NP přejaty doporučené hodnoty, ale u některých článků, kde byly k dispozici přesnější údaje, uvádí NP národně stanovené parametry odlišné.

Literatura: [1] EN 1990:2002/A1:2005 Eurocode: Basis of structural design – Annex A2: Application for bridges , CEN, prosinec 2005 [2] ČSN EN 1990/A1 Eurokód: Zásady navrhování konstrukcí – Příloha A2: Použití pro mosty, ČNI, duben 2007 [3] ČSN EN 1991-2 Eurokód 1: Zatížení konstrukcí – Část 2: Zatížení mostů, ČNI, červenec 2005 [4] Studničková M.: Eurokód 1 ČSN EN 1991-2 Zatížení konstrukcí – Část 2: Zatížení mostů dopravou (1. část – Mosty pozemních komunikací a lávky pro chodce). BETON TKS 4/2005, str. 50–54 [5] Sláma J.: Eurokód 1 ČSN EN 1991-2 Zatížení konstrukcí – Část 2: Zatížení mostů dopravou (2. část – Zatížení kolejovou dopravou a jiná zatížení specifická pro železniční mosty). BETON TKS 6/2005, str. 52–57

KO M B I N AC E

Z AT Í Ž E N Í

Obecná pravidla U kombinací zatížení se vychází ze zásady, že zatížení, která se nemohou vyskytovat současně z důvodů fyzikálních nebo funkčních, nemusí být uvažována společně v kombinacích zatížení. Další pravidla

Kombinační pravidla Kombinační pravidla jsou v normě uvedena odděleně pro mosty pozemních komunikací, lávky pro chodce, železniční mosty a kombinace v mimořádných návrhových situacích. Vychází se z kombinačních pravidel uvedených ve výrazech 6.9 až 6.16 ČSN EN 1990. Na rozdíl od pozemních staveb se u betonových mostů pozemních komunikací mohou pro některé mezní stavy použitelnosti použít tzv. občasné hodnoty proměnných zatížení. Tyto hodnoty se stanoví z charakteristické hodnoty zatížení vynásobením součinitelem


4/2007

ψinfq. Občasná kombinace zatížení je vyjádřena vztahem

∑5 X,

Y X

+ > + ψ W\T_ ?Y + ∑ ψW ?Y W W,

kde Gk,j je charakteristická hodnota j-tého stálého zatížení, P je předpětí, ψ1,infq je součinitel kombinace pro občasná zatížení, Qk,1 je charakteristická hodnota nápravy modelu zatížení definovaného v ČSN EN 1991-2, čl. 4.3.1, ψ1,i je součinitel kombinace pro častou hodnotu i-tého proměnného zatížení. Ve výraze symbol “+“ značí „v kombinaci s“. Doporučené hodnoty součinitele ψ1,infq jsou uvedeny v článku A2.2.6 a NP tyto součinitele přejímá. Hodnoty součinitelů ψ V ČSN EN 1990/A1 se (kromě součinitele ψ1,infq, který je specifický pro mosty)

stejně jako v celé ČSN EN 1990 používají součinitelé ψ0, ψ1 a ψ2. Součinitel ψ0 je součinitel kombinace, ψ1 je součinitel kombinace pro častou hodnotu zatížení a ψ2 je součinitel kombinace pro kvazistálou hodnotu zatížení. Doporučené hodnoty těchto součinitelů pro mosty pozemních komunikací, lávky pro chodce a železniční mosty jsou uvedeny v jednotlivých tabulkách normy. Všechny doporučené hodnoty byly přejaty NP pro použití na území ČR. N Á V R H O V É H O D N O T Y Z AT Í Ž E N Í Návrhové hodnoty zatížení se stanoví z charakteristických hodnot zatížení vynásobením dílčími součiniteli γ. Součinitele γ mají různé hodnoty podle toho, jakou návrhovou situaci ověřujeme. Tyto součinitele jsou v ČSN EN 1990/A1 uvedeny pro trvalé, dočasné, mimořádné a seiz-


4/2007

mické návrhové situace. Také tyto součinitelé byly NP převzaty beze změny. Z ÁV Ě R Vydáním ČSN EN 1990/A1 v dubnu letošního roku byl doplněn soubor EN eurokódů pro navrhování mostních konstrukcí o nezbytná pravidla pro kombinování zatížení mostů včetně specifických doporučení pro ČR stanovených NP. Zároveň platí, že pokud jsme schopni stanovit hodnoty součinitelů γ nebo ψ přesněji, např. analýzou spolehlivosti, nemusíme hodnoty z normy ani z NP použít. Ing. Marie Studničková, CSc. Kloknerův ústav ČVUT v Praze Šolínova 7, 166 08 Praha 6 tel.: 224 353 503, fax: 224 353 511 e-mail: [email protected]

69

SPEKTRUM SPECTRUM

LEONARDO FERNÁNDEZ TROYANO KAREL DAHINTER Ze zakladatelů betonového stavitelství ve Španělsku v minulém století vyčnívají dvě jména; Eduarda Torroja (1899 až 1961), považovaný za španělského inženýra století a iniciátora předpjatého betonu v této zemi a Carlos Fernández Casado (1905 až 1988), konstrukční inženýr v pravém slova smyslu a zakladatel stejnojmenné projekční kanceláře v roce 1963, která úspěšně působí i v současnosti. Spoluzakladatelem této kanceláře byl představitel další generace, Leonardo Fernández Troyano, který v roce 1984 převzal vedení společnosti s Javiérem Manterola Armisénem, dalším představitelem vynikajících stavebních inženýrů dnešního Španělska.

Okruh projekční činnosti kanceláře je velmi široký, zahrnuje převážně betonové mosty, ale též mosty spřažené, ocelové, stacionární i pohyblivé, dále inženýrské konstrukce pozemních objektů jako jsou stanice kolejové a silniční dopravy, sportovní stadiony a dokonce klenbové přehrady. Kromě monolitického betonu byly projektovány již od šedesátých let segmentové mosty první generace, tj. s jednoduchými ozuby a spárami vyplněnými maltou, různé druhy prefabrikovaných konstrukcí pro mosty i pozemní objekty. V monolitických mostech byly zavedeny prakticky všechny základní metody výstavby nosných konstrukcí; klasické stacionární skruže pro individuální objekty i pro vícepolové spojité nosníky při postupu po polích, výsuvné skruže, případně postupné vysouvání pro výstavbu rozsáhlých mostních objektů, letmá betonáž i s případným vyvěšováním přes pomocný pylon pro trámové a zavěšené mosty a její aplikace pro oblouky. Samostatnou nepřehlédnutelnou oblast tvoří visuté a zejména zavěšené mosty, mezi nimiž dlouhou dobu dominoval most C. F. Casada přes přehradní nádrž Barrios Luna z roku 1983, s rozpětím 440 m, nazvaný dle zakladatele projekční kanceláře. Ten byl rekordním rozpětím pro zavěšené mosty do roku 1986 a pro tyto mosty s betonovou mostovkou až do roku 1995 (obr. 1). Také obloukové mosty a lávky, betonové i ocelové s horní a dolní mostovkou, velmi sofistikovaných tvarů, ale vždy plně respektující konstrukční uspořádání v souladu s průběhem silových toků, představují významný podíl činnosti kanceláře. V Ý Z N A M N É M O S T N Í S TAV BY Při výčtu realizovaných staveb od doby založení kanceláře až dodnes je velká část spojena s jejím spoluzakladatelem Dr. Ing. Troyanem. Proto se v dalším omezíme pouze na nejvýznamnější stavební díla, která vznikla pod jeho vedením, ve sledu podle druhu konstrukcí a dále dle doby realizace. Most Sancho el Mayor přes Ebro v Navaře (1978) je zavěšený most o jednom poli rozpětí 140 m, s jedním pylonem a mostovkovou konstrukcí ze segmentů druhé generace – násobné ozuby a kontaktní spára (obr. 2). Závěsy poloharfové soustavy jsou v přemosťovaném poli uspořádány v rovině osy mostu, kotevní závěsy jsou ve dvou rovinách svírajících Obr. 1 Most Carlose Fernándeze Casada přes přehradní nádrž Barrios Luna Obr. 2 a) Most Sancho el Mayor, b) montáž mostovkové konstrukce

70


4/2007

SPEKTRUM SPECTRUM

b) Obr. 3 a) Most Pontevedra, b) letmá betonáž mostovkové konstrukce, c) první návrh konstrukčního řešení mostu, d) statické scéma mostu c)

a) d)

úhel 120° a jsou kotveny do betonových bloků po obou stranách dálnice. Most Pontevedra přes Lerez (1995) – je zavěšený most o jednom poli rozpětí 125 m s jedním šikmým pylonem a letmo betonovanou mostovkou (obr. 3). Jedna poloharfová soustava nosných závěsů v ose mostu je doplněna dvěma kotevními soustavami ve tvaru hyperbolických paraboloidů, zakotvených do betonových bloků na předmostí. Tento most je považován za nekrásnější příklad zavěšeného jednopolového mostu, který současně splňuje konstrukční zásady inženýrského přístupu k řešení daného problému. Most Villahermosa přes řeku Grualva v Mexiku (2001) – přemostění mělo připomínat původní visutý most o jednom poli přes řeku s rozpětím 116 m a malou konstrukční výškou mostovky. Dvojice pylonů je tvořena prostorovými konstrukcemi dvou šikmých stojek tvaru A vetknutých do pilíře pod nosnou konstrukcí a rozevřených v podélném směru do V (obr. 4). Nový most má tři pole s velmi štíhlou mostovkou výšky 0,8 m, betonovanou letmo s postupným vyvěšováním přes pylony a provi-


zorní stojky. Dvě osnovy šikmých závěsů v harfovém uspořádání jsou doplněny vodorovnou osnovou v rozevřeném pylonu. Mosty v Alt Urgell přes řeku Ségre, Lérida (1984). Za povodně v roce 1982 strhla řeka Ségre řadu mostů v této oblasti. Pro řešení nastalé situace bylo rozhodnuto o urychlené výstavbě čtyř „lehkých“ jednopolových mostů, tří s nosností jednoho vozidla hmotnosti 10 t, o šířce 3 m a jeden o šířce 5,5 m, pro běžné silniční zatížení. Byl navržen systém zavěšených mostů s prefabrikovanou mostovkou, dle charakteru konstrukce a nosnosti spíše lávek (obr. 5). Rozpětí mostů byla mezi 70 až 102 m. Pylony byly též prefabrikované a jednotného tvaru. Soustava Obr. 4 a) Most Villahermosa, b) prostorový pylon

4/2007

71

SPEKTRUM SPECTRUM

b)

a) Obr. 5 a) Most v Art Urgell – Figols, b) montáž segmentů mostovkové konstrukce Obr. 6 a) Most metra v Bilbau, b) obloukové segmenty mostu před sklopením

a)

hlavních nosných lan a svislých závěsů byla doplněna „zpětnými“ šikmými závěsy, které ztužují celou nosnou konstrukci. Po namontování všech prefabrikátů mostovky, vyrovnání svislých závěsů a uložení zpětných závěsů byly zabetonovány spáry mezi dílci a následně byla mostovka předepnuta. Mosty v Bilbau přes řeku Nervion pro metro (2002 – 2003). Viadukty metra zahrnují trámové konstrukce s opěrami tva-

Obr. 7 a) Most přes řeku Pontevedro, b) letmá betonáž Obr. 8 a) Most Puentedeume přes řeku Arosa, b) pilíř s přikotveným zárodkem a start letmé betonáže

b)

ru V a dvě přemostění řeky o rozpětích oblouků 63 a 56,5 m (obr. 6). Ty byly vybetonovány po polovinách ve svislém bednění na obou předmostích a následně synchronně sklopeny do konečné polohy. Most přes řeku Pontevedro na atlantické dálnici (1992). Plavební požadavky vedly k návrhu dvoupolového mostu o rozpětích 2 x 120 m, se středním pilířem tvaru V a stlačenou konstrukční výškou 1,9 m, zvětšující se k střednímu pilíři na 5,68 m (obr. 7). Most byl postaven letmou betonáží s vyvěšováním přes pomocný pylon. Most přes řeku Arosu na atlantické dálnici (1998). Návrh mostu ovlivnil velký rozdíl hladin mezi přílivem a odlivem v ústí

a) b)

72

b)

a)


4/2007

SPEKTRUM SPECTRUM

a)

b)

řeky – až 11 m, který vedl k minimalizaci stavebních částí v řečišti. Proto byla zvolena pole 90 m a vylehčené pilíře jednoduchého tvaru, společné pro oba pasy nosné konstrukce a výstavba letmou betonáží (obr. 8). Navržené řešení působí velmi příznivě díky volnému průhledu širokým údolím řeky a současně střízlivě a dynamicky, vlivem vyvážených polí a základním tvarům nosné konstrukce a pilířů. Mosty Piedrafita na dálnici A-6 v Galicii (1999). Segmentové mosty druhé generace délky 403 a 385 m přes hluboká údolí, s výškou pilířů až 85 m (obr. 9), byly při realizaci upraveny na jednotná rozpětí vnitřních polí 75 m a na jednu mostní konstrukci pro oba dopravní směry. Postup výstavby nosné konstrukce

c)

Obr. 9 a) Mosty Piedrafita – montáž segmentů, b) betonáž konzol, c) hlavy pilířů a výsledný podhled nosné konstrukce

probíhal ve dvou etapách. V první byl klasickou metodou shora zavážecím jeřábem namontován jednokomorový páteřní nosník, ke kterému byly následně přibetonovány na pojízdném bednění 9 m široké konzoly. Ty mají prefabrikované vzpěry, které se opírají do dolní části stěny 3,7 m vysokého segmentu. Celková šířka mostů je 26,5 m. Mosty Atenquique 1, 2 přes řeku Tuxpan v Mexiku, (1990). V letech 1972 až 1990 bylo postaveno celkem sedm velkých silničních a železničních mostů stejnou technologií postupného vysouvání jednokomorového průřezu s použitím ocelového výsuvného nosu (obr. 10). Rozpětí polí byla do 60 m, převážně méně, výška pilířů až 78 m, délka jednotlivých nosných konstrukcí do 500 m. Most přes řeku Guadarrama mezi Torrelodones a Galapagar (1988). Tvarem obloukový, staticky rámový most o rozpětí 55,5 m a šířky 10 m, je prvním z představitelů konstrukcí definovaných geometrickým tvarem povrchu (obr. 11). V daném případě jde o základní trojúhelníkový dvoukomorový průřez výšky 7 m u opěry a jeho změnu na lichoběžníkový průřez proměnné výšky v poli (1,2 m uprostřed rozpětí). Tvar nosné konstrukce je definován průnikem přímkové válcové plochy trojbokým hranolem. Most přes řeku Besos v Barceloně na dálnici Trinidad–Mon-

Obr. 10 a) Most Atenquique, b) nosná konstrukce při výsuvu


4/2007

73

SPEKTRUM SPECTRUM

11

12

13a

13b

Obr. 11 Most přes řeku Guadarrama Obr. 12 Most přes řeku Besos v Barceloně Obr. 13 a) Most Les Arts ve Valencii, b) podhled mostu s pilířem Obr. 14 a) Most Extebarri v Bilbau – letmá montáž segmentů, b) segment tvaru Z

14b 14a

74

gat(1992). Spojitý nosník o pěti polích délky cca 200 m, s komůrkovou nosnou konstrukcí proměnné výšky 1,6 až 4 m, byl navržen podle obdobných zásad jako předchozí most (obr. 12). V tomto případě jsou boční stěny zakřivené a korespondují s tvarem pilířů, navržených pro oba pasy ve dvojici vycházející z jednoho základu. Celková šířka mostu je 2 x 17 m. Most Les Arts ve Valencii přes staré koryto řeky Turia (1998). Dalším příkladem tohoto přístupu k navrhování je městský most délky cca 150 m s poli 20 a 36 m (obr. 13). Poměrně malá rozpětí umožnila návrh štíhlé deskové konstrukce 0,7 až 1,5 m silné ve stejné úpravě jako u předchozího mostu. Zajímavě řešené pilíře vytvářejí s oběma nosnými konstrukcemi jednotný, dynamicky působící celek, který je v dokonalém souladu s parkovou úpravou přemosťovaného území. Most Extebarri v Bilbau přes řeku Nervión (2004). Zvláštnosti tohoto mostu vyplývají z disposice vedení linek metra, které vyžadovaly přemostění ve dvou úrovních a z překračované řeky, kde bylo nutno navrhnout jediné pole o rozpětí 86 m. Řešením byl betonový příhradový most se dvěma mostovkami v úrovni dolního a horního pásu – zcela unikátní zejména s přihlédnutím ke zvolené segmentové technologii (obr. 14). Segmenty mají tvar Z, sestávají z horní a dolní části mostovkových pásů a šikmé diagonály. Celkem tři paralelní příhradové nosníky byly montovány jeřábem letmo s použitím dvou pomocných podpěr. Zbývající části obou mostovkových desek byly následně dobetonovány. Most Las Delicias v Seville přes kanál Alfonsa XIII. (1991). Mostní objekt sestává ze dvou oddělených nosných konstrukcí, jedné pro železnici a druhé pro kapacitní městskou komunikaci (obr. 15). Bylo požadováno sjednocení do jednoho objektu, který navíc musel být dispozičně v souladu se stávajícím ocelo-


4/2007

SPEKTRUM SPECTRUM

Obr. 16 Tunelový viadukt Pensil

Obr. 15 Most Las Delicias v Seville

vým mostem. Komplikace při návrhu vyvolávala výrazně odlišná niveleta železniční a silniční části a plavební požadavky na kanále. Výsledné řešení spočívalo ve výstavbě stacionárního silničního mostu nad plavebním otvorem a sklopného železničního mostu, analogicky k původnímu mostu. Tomu byla přizpůsobena rozpětí nového soumostí, 40, 56 a 40 m, a pro jeho vzhledové sjednocení též konstrukční uspořádání, dvojtrám s ocelovými komorovými nosníky. Tunelový viadukt Pensil v Mexiku (1986). Železniční trať mezi Veracruzem a Mexiko City překračuje mostem říční kaňon a dále pokračuje po jeho strmém úbočí v délce cca 125 m. Jako nejvhodnější řešení byl navržen viadukt uložený na trojúhelníkových konzolách, opřených a kotvených do skalní stěny kaňonu po 15 m (obr. 16). Na konzolách byly uloženy dvojice nosníků železničního mostu i oblouková ochranná klenba světlosti 13,5 m a výšky 10 m. Tloušťka klenby je běžně 0,6 m, v místech konzol je zesílena na 1,4 m. Klenba je zasypána zeminou, která tlumí účinky padajících kamenů. Klenbová přehrada Quentar na řece Aguas Blancas (1968), (obr. 17). Projekt byl společným dílem všech tří v úvodu zmiňovaných představitelů projekční kanceláře. Přehradní nádrž slouží pro zásobování Granady pitnou vodou. Velmi pevné skalní útvary v místě nádrže umožnily výstavbu klenbové hráze výšky 140 m s dvojitou křivostí.

Literatura: [1] Carlos Fernándes Casado s.l. – DE PARTE A PARTE, Madrid 2004

současně i uvedení vzorů inženýrského přístupu k řešení výstavby mostních objektů v různých situacích tak, aby byly splněny funkční požadavky spolu se vzhledovými, konstrukčními, technologickými a ekonomickými, a to při dodržení výsledné kvality a trvanlivosti. Ing. Karel Dahinter, CSc. SMP CZ, a. s. Evropská 1692/37, 160 41 Praha 6 e-mail: [email protected], www.smpcz.eu

Obr. 17 Klenbová hráz přehrady Quentar

Z ÁV Ě R Ve výčtu nejvýznamnějších mostů nebyly zahrnuty, vzhledem k zaměření časopisu, některé čistě ocelové konstrukce, např. půdorysně rozvětvená lávka v Barceloně, původně postavená v roce 1974 a pro olympijské hry přemístěná vcelku v roce 1992. Originální je způsob zavěšení obdobné lávky prostorovým vějířem závěsů vycházející ze dvou bodů, koulí o průměru 2,2 m na prostorové konstrukci jednoho pylonu. Dalším příkladem je zvedací lávka s horním obloukem přes kanál v Manchesteru o rozpětí 92 m. Podobně i významné objekty pozemního stavitelství, zejména nádraží a stanice metra, např. Aluche v Madridu nebo v Oviedu, mají hlavní nosné konstrukce ocelové, betonové části jsou obvykle menších rozpětí nebo v klasickém pojetí. Cílem celého článku není jen pocta dílu velikého inženýra, ale BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2007

75

REŠERŠE

ZE ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ

LEHKÉ SPOJENÍ V srpnu 2006 byl dokončen viadukt na dálnici mezi Grenoblem a Aix-en-Provence umožňující alternativní cestu na jih Francie a přinášející zmírnění zátěže na dálnici N7, která vede paralelně. Projekt 860 m dlouhého Monastier Viaduct byl složitý vzhledem k náročnému terénu (ledovcové údolí mezi dvěma strmými svahy), seismické aktivitě, klimatickým podmínkám (zima, velký vítr) a hlavně základovým podmínkám (jílové podloží, podzemní voda). Konstrukce mostu byla navržena o devíti polích rozpětí 60 až 110 m s osmi betonovými pilíři výšky 25 až 55 m. Vítězná dodavatelská firma GTM Consortium navrhla jednoduché řešení zakládaní – odtěžení množství jílu hmotnostně odpovídající navrhované konstrukci tak, aby nedošlo ke změnám zatížení v kritických místech a sedání bylo minimalizováno. Základy na neúnosné zemině byly stavěny v několika fázích. Nejprve byla vybetonována kruhová podzemní stěna o průměru

20 m a hloubce 20 m, následovalo odtěžení zeminy do hloubky 10 m a zaražení ocelových profilů do země pro stabilizaci místa během zemních prací. V druhé fázi byla na dně výkopu na štěrkovém podsypu vybetonována základová deska z voděodolného betonu. Postup byl upraven pro jednotlivé pilíře v závislosti na konkrétních podmínkách. Pilíře se skládají ze dvou dutých betonových dříků spojených pouze ve vrcholu a v patě. Mezi nimi a mostovkou, která je z ocelových nosníků a železobetonové desky o šířce průřezu 10,4 m, jsou ocelové vzpěry. Most je navržen jako „virtuální tubus“, který nabízí jednoduchý a elegantní vnější vzhled. Bridge design&engineering: Light touch, Isuue No. 44, Third quarter 2006, str. 30–31

Obr. 1 Viadukt protínající ledovcové údolí Fanjaret Valley Obr. 2 Pohled na konstrukci mostovky a základ pilíře 1

VELKÁ HRA V Zálivu se staví řada velkorysých projektů od mrakodrapů, ostrovů vytvořených člověkem po mostní konstrukce a dopravní infrastrukturu. Pravděpodobně nejnáročnější a nejvíce oči přitahující je nedávno obnovený projekt stavby silničního mostu přes Gulf of Aqaba, spojující Saudskou Arábii a Egypt. Most, který je podporován vládami obou zemí, bude se svou délkou 2,3 km součástí velkého

celku. Odhadované náklady jsou 3000 mil. dolarů. Kromě běžné dopravy se očekávají cca čtyři miliony poutníků, kteří použijí most každý rok. Most ponese také potrubí o průměru 1 m dopravující saudskou ropu přímo do středozemního vývozního terminálu v Sidi Krier. Použitím potrubí se očekávají úspory na lodním mýtném a přepravním čase více než 1 mil. dolarů denně. Další významnou stavbou je 40 km dlouhý most přátelství mezi Bahrainem a Katarem. V případě dokončení stavby to bude nejdelší most na světě, ale není to jen další mega-projekt 3

76

2


4

4/2007

V Ě KOVÁ D I S K R I M I N AC E PETR BUTTERS Nový most je vždy důvodem radosti a oslav. Ale co s těmi starými? Často na ně myslíme pouze ve chvíli, kdy jsme postaveni před náklady na jejich revitalizaci. Od roku 1970 jsou každý rok uvedeny do provozu průměrně tři zavěšené lanové mosty s rozpětím hlavního pole větším než 300 m. Zůstává otázka jak se postarat o ty starší. Tak jako lékařská věda umožňuje kontrolovat každý aspekt lidského zdraví, je stejný postup možný i pro konstrukce jako je most. Firma Futurtec nyní uvádí na trh dva nové monitorovací systémy spolu se servisem navrženými pro lepší péči o starší konstrukce; First Alert mobilní monitorovací systém, přenosný systém a výpočetní centra. First Alert monitorovací systém je systém, kdy sensory jsou umístěny na konstrukci a data jsou sbírána pro pozdější analýzu. Může být použit v případě, kdy je třeba monitorovat velké množství mostů pro stanovení účinků zatížení na železničních trasách nebo když je zapotřebí okamžité posouzení konstrukce např. pro vyhodnocení tlumičů na zavěšených mostech. Přenosný monitorovací systém je uložen ve velmi odolné přenosné skříňce a umožňuje snadnou instalaci. Je vhodný v případě, že se jedná o vzdálený nebo několik km dlouhý most. Má dvě role; nejdříve je schopný na notebooku posbírat data ze všech senzorů a díky jednoduchému grafickému displayi je na místě zkontrolovat. Poté transformuje data a provede hlavní analýzu. Ne každá společnost je schopná zpracovat a správně vyhodnotit tak velké množství dat, a proto Futurtec nabízí vyhodnocení dat spolu s návrhem konkrétních řešení pro konkrétní situace. Taková centra jsou k dispozici v Itálii, Thajsku, Indii a Rusku a další budou otevřena ještě před koncem roku.

Výstavba mostů, hloubených tunelů, realizace vodohospodářských a průmyslových staveb a jejich rekonstrukcí

Výroba a montáž prefabrikátů, protihlukových stěn, ocelových konstrukcí a mostních dilatačních závěrů

Bridge design&engineering: Age discrimination, Isuue No. 47, Second quarter 2007, str. 56-57

Z Á H A D N É P O H Y BY Stavební monitorovací specialista – firma AV Technology – provádí náročný dvouletý projekt monitorování mostu na 150 m dlouhém úseku Centenary Way viaduktu v Burnley ve Velké Británii, který přemosťuje dvě silnice, Liverpoolský kanál a řadu budov. Nad tímto úsekem jsou dvě jízdní dráhy podepřeny šesti sloupy a dvěma podpěrnými pilíři v těsné blízkosti obytných a obchodních budov. Během poslední mimořádné prohlídky viaduktu některé z ložisek vykázaly pouze malý pohyb. Byly provedeny paralelní studie pro posouzení vlivu čtyřicetitunových nákladních vozů na most. Vzhledem ke složitosti konstrukce a její poloze by náklady na výměnu ložisek dosáhly milionů liber. Naproti tomu podrobný průzkum by mohl vést k závěrům vyžadujícím výměnu pouze několika z nich. Článek předkládá čtyři rozdílné technologie posouzení chování viaduktu a předběžné výsledky měření. Bridge design&engineering: Mystery moves , Isuue No. 47, Second quarter 2007, str. 60-61

Dokončení rešerše ze strany 76 dole

v oblasti. Obě vlády, které projekt podporují, zkoumají rovněž možnost použití mostu jako energetického koridoru nesoucímu po stranách elektrické a plynové vedení, aby vyhověly rostoucím energetickým nárokům Bahrainu. Článek zmiňuje další stavby a je doplněn přehledem projektů mostů v Zálivu obsahujícím popis projektu, předpokládanou cenu stavby a doplňující informace. Bridge design&engineering: State of play, Isuue No. 44, Third quarter 2006, str. 34-35

SMP CZ, a. s. Evropská 1692/37, 160 41 Praha 6 www.smp.cz

Obr. 3 Konstrukce mostu Wadi Abdoun v Jordánsku Obr. 4 Most Sheikh Zayed na ostrově Abu Dhabi BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2007

77

SPEKTRUM SPECTRUM

ODBORNÁ

EXKURZE

IRSKO 2007

VLASTIMIL ŠRŮMA Zájem padesáti účastníků každoroční červnové odborné exkurze České betonářské společnosti směřoval tentokrát do Irska, země, která v posledních letech učinila v betonovém stavitelství pokrok stejně výrazný jako i v jiných oblastech rychle se rozvíjejícího hospodářství. Program exkurze konané 19. až 24. června byl opět velmi bohatý. Obsahově i společensky k jeho naplnění přispěla i partnerská Irská betonářská společnost www.concrete.ie. V dalším textu jsou stručně charakterizovány a ilustrovány některé z navštívených staveb. Bližší informace o nich lze nalézt na uvedených webových stránkách. B OY N E B R I D G E N A D Á L N I C I N 1 P Ř E S Ř E K U B OY N E U D R O G H E DY S délkou 350 m a rozpětím 170 m se jedná o v současnosti nejdelší zavěšený most v Irsku. Betonový pylon má výšku 95 m a mostovka šířky 34,5 m je zavěšena na 56 závěsech (obr. 1). Pojížděná betonové deska jeho spřažené mostovky byla původně navržena s podepřením prostorovou příhradovinou – lehkou a zároveň velmi tuhou v kroucení. Realizační projekt od smělé koncepce ustoupil a v reálu podpírá desku systém mohutných ocelových příčníků. Most byl otevřen v červnu 2003. www.rod.ie/publications S TA D I O N C R O K E P A R K V D U B L I N U Největší irský sportovní svatostánek (82 500 diváků) je od roku 1913 ve vlastnictví Gaelského atletického svazu GAA. Konají se v něm nejvýznamnější sportovní i kulturní události, od mezistát-

78

ních fotbalových utkání přes výroční gealské hry a zápasy v hurlingu, až po koncerty U2. Stadion prošel v letech 1993 až 2004 rozsáhlou rekonstrukcí, při níž byly postupně otevírány jednotlivé tribuny a rozšiřováno jejich zastřešení (obr. 2). Nosné konstrukce spodní části stadionu i jednotlivých tribun jsou betonové, vyvěšená konstrukce zastřešení je ocelová. www.crokepark.ie LIMERICK TUNNEL Zaplavovaný tunel pod řekou Shannon je nejnáročnějším objektem na budované 2. etapě obchvatu města Limerick, největší současné dopravní investici v Irsku (odhad 660 mil. EUR). Celá stavba je PPP projektem, kde na základě smlouvy z roku 2006 bude obchvat 35 let provozovat konsorcium DirectRoute (členem mj. Strabag AG). Vlastní tunel bude mít délku 675 m a skládá se z pěti segmentů délky 100 m budovaných v suchém doku (obr. 3), které budou po dokončení remorkéry zataženy nad místo konečné polohy a ponořeny mezi předem vybetonované portálové úseky. Každý segment má dvě tunelové trouby, vždy pro dva dopravní pruhy. Práce na tunelu začaly v srpnu 2006, v současnosti se betonuje první tunelový segment. Otevření obchvatu se očekává v roce 2010. www.limericktunnel.com UNIVERZITNÍ MOST Kombinovaný most přes řeku Shannon v kampusu university v Limericku získal řadu ocenění, mj. i čestné uznání Evropské sítě betonářských společností ECSN v roce 2006. Převádí přes řeku pěší provoz a silniční dopravu po dvou samostatných mostovkách uložených prostřednictví žebrově vyložených příčníků atraktivním způsobem na originálně tvarovaných pilířích (obr. 4). Most dlou-

1

2

3

4


4/2007

Obr. 1 Boyne Bridge – celkový pohled Obr. 2 Stadion Croke Park v Dublinu Obr. 3 První segment zaplavovaného Limmerick Tunnel Obr. 4 University Bridge v Limericku Obr. 5 Port Tunnel v Dublinu Obr. 6 Montáž obloukového mostu systému Matiere u Cahieru Obr. 7 Budova Aras Chill Dara v Naas

5

6

7

hý 150 m je osvětlen pomocí stožárů organicky vyrůstajících z pilířů a nabízí tak ve dne i v noci neotřelý pohled na hru světel a stínů rytmicky rozčleněné hmoty mostu. Konstrukce byla budována v letech 2002 až 2004. www.arup.ie PORT TUNNEL Podobně jako v jiných evropských městech se i v Dublinu dramaticky mění podoba někdejšího rušného přístavu. Port Tunnel, který v délce 4,5 km spojuje oblast přístavu s okruhem M50 a dálnicí N1 na sever, byl pro rozvoj oblasti a řešení přepravy zboží z přístavu dál do Irska doslova klíčový. Nejnákladnější dopravní stavba země (752 mil. EUR) byla budována od června 2001 do června 2006. Obě tunelové trouby, každá o dvou dopravních pruzích, byly budovány vzhledem k velmi proměnlivým geologickým a dispozičním podmínkám kombinací tří metod. Úseky poblíž portálů (obr. 5) délky cca 1 600 a 600 m byly zhotoveny jako hloubené, v délce cca 350 m byly trouby vrtány v balvanitém jílu pomocí speciálně upravené soupravy TBM. Nejdelší část (cca 2 250 m) prochází vápencem a byla budována standardní vrtnou soupravou TBM. www.dublinporttunnel.ie O B L O U K O V Ý M O S T S Y S T É M U M AT I É R E Na budovaném křížení dálnice N9 s železniční tratí u města Cahier našel uplatnění obloukový prefabrikovaný most progresivního systému CM4 firmy Mati‘re. Most projektovaný společností ABM, která podstatnou měrou přispěla k odborné náplni exkurze, se buduje prakticky bez přerušení provozu na trati (obr. 6). www.abmdesignandbuild.ie BU DOVA AR AS CH I LL DAR A Dvojice architektů Roisin Heneghanová a Shih-Fu Peng sklízí za řešení budovy úřadu hrabství Kildare v městě Naas jednu cenu za druhou. Budova je citována pro originalitu architektonického návrhu a zároveň i vysokou míru splnění požadavků na udržitelnou výstavbu budov. Z konstrukčního hlediska se jedná o soustavu betonových jader dvou půdorysně posunutých bloků objektu propojených příčným komunikačním prostorem s betonovými šikmými rampami (obr. 7). Viditelný plášť budov je ocelový, s transparentním prosklením, a jeho dvojité stěny jsou ve všech směrech šikmé. Celkový dojem z budovy, která okouzlí hlavně prosvětlená po soumraku, umocňuje citlivé zasazení do okolní zeleně a několik neotřelých uměleckých plastik. www.riai.ie Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA Česká betonářská společnost [email protected] www.cbsbeton.eu


4/2007

79

SEMINÁŘE, SEMINÁŘE,

KONFERENCE A SYMPOZIA

KON FE R E NC E A SYM P OZIA V

ČR

F I B R E CONCR ETE 2007 – TECH NOLOGI E, NAVR HOVÁN Í, AP LI K ACE 4. mezinárodní konference Termín a místo konání: 12. a 13. září 2007, Stavební fakulta ČVUT v Praze Kontakt: e-mail: [email protected], http://concrete.fsv.cvut.cz/fc2007 vice www.betontks.cz U DRŽITELNÁ V ÝSTAVBA B U DOV VE STŘ EDN Í EVROP Ě Mezinárodní konference Termín a místo konání: 24. až 26. září 2007, Stavební fakulta ČVUT v Praze Kontakt: e-mail: [email protected], www.cbsservis.eu, vice www.betontks.cz P R EFAB R I K ACE A B ETONOVÉ DÍ LCE 2007 4. konference Termín a místo konání: 10. a 11. října 2007, Dům hudby, Pardubice Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbsbeton.eu ČSN EN 1991 Školení Termín a místo konání: 19. října 2007, Masarykova kolej, Praha 6 Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbsbeton.eu ČSN EN 1992 Školení Termín a místo konání: 22. a 29. října 2007, Masarykova kolej, Praha 6 Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbsbeton.eu B Í LÉ VANY Školení Termín a místo konání: 1. listopadu 2007, Hotel Olympik, Praha 8 Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbsbeton.eu B ETONÁŘSKÉ DNY 2007 14. mezinárodní konference Termín a místo konání: 28. a 29. listopadu 2007, KC Aldis, Hradec Králové Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbsbeton.eu NON-TR ADITIONAL CEM ENT AN D CONCR ETE 3. mezinárodní sympozium • geopolymers • alkali-activated composites • clinker-free concrete • concrete with mineral and chemical admixtures • high performance concrete • durability of non-traditional cocncrete • sustainable development in NTCC • damage and fracture in non-traditional concrete • quality control of non-traditional concrete • structures from non-traditional concrete Termín a místo konání: 10. až 12. června 2008, Brno Kontakt: Vlastimil Bílek, ZPSV, a. s., Križíkova 68, 660 90 Brno, tel./fax: 532 045 582, e-mail: [email protected], www.fce.vutbr.cz/stm/fracture/symposium2008/default.htm ZAHRANIČNÍ

KON FE R E NC E A SYM P OZIA

CON N ECTIONS B ET WEEN STEEL AN D CONCR ETE 2. sympozium Termín a místo konání: 4. až 7. září 2007, Stuttgart, Německo Kontakt: e-mail: [email protected], www.iwb.uni-stuttgart.de více www.betontks.cz I N NOVATIVE MATER IALS AN D TECH NOLOGI ES FOR CONCR ETE STR UCTU R ES 3. středoevropský betonářský kongres Termín a místo konání: 17. a 18. září 2007, Višegrád, Maďarsko Kontakt: [email protected], www.fib.bme.hu/ccc2007, více www.betontks.cz I M P ROVI NG I N F R ASTR UCTU R E WOR LDWI DE – B R I NGI NG P EOP LE CLOSER IABSE sympozium Termín a místo konání: 19. až 21. září 2007, Weimar, Německo Kontakt: e-mail: [email protected], www.iabse.org, www.iabse2007.de, více www.betontks.cz B ETÓN 2007 mezinárodní konferencie Termín a místo konání: 3. až 5. října 2007, hotel Patria, Štrbské pleso, Vysoké Tatry Kontakt: e-mail: [email protected], více www.betontks.cz B ETÓNOVÉ VOZOVKY 2007 Mezinárodní konference Termín a místo konání: 8. listopadu 2007, Doprastav, a. s., Bratislava, Slovenská republika SUSTAI NAB LE B R I DGES Mezinárodní konference Termín a místo konání: 10. a 11. listopadu 2007, Wroclaw, Polsko Kontakt: e-mail: [email protected], www.sustainablebridges.net

80

I NSP ECTION, AP P R AISAL, R EPAI RS & MAI NTENANCE OF STR UCTU R ES 11. mezinárodní konference Termín a místo konání: 14. až 17. listopadu 2007, Rocks Hotel, Kyrenia, Severní Kypr Kontakt: www.cipremier.com, více www.betontks.cz F R P I N STR UCTU R ES 1. asijsko-pacifická konference Termín a místo konání: 12. až 14. prosince 2007, Hong Kong Kontakt: www.hku.hk/apfis07/, více www.betontks.cz F I RST SPAN ISH CONGR ESS ON SELF-COM PACTI NG CONCR ETE – HAC 2008 Termín a místo konání: 18. a 19. února 2008, Valencia, Španělsko Kontakt: www.hac2008.es U LTR A H IGH P ER FOR MANCE CONCR ETE 2. mezinárodní sympozium • composition of UHPC • strength and deformationbehaviour of UHPC • durability of UHPC • design and construction of UHPC • ther topics of UHPC Termín a místo konání: 5. až 7. března 2008, Kassel, Německo Kontakt: Mrs. Simone Stürwald, University of Kassel, Inst. of SE, Dept. of CE, FB14, Kurt-Wolter-Str. 3, 34125 Kasse, Germany, tel.: +49 561 804 2683, e-mail: [email protected] B ETONTAG 2008 Rakouské betonářské dny Termín a místo konání: 24. a 25. dubna 2008, Vídeň, Rakousko Kontakt: www.concrete-austria.com SAF E, AF FOR DAB LE, AN D EF F ICI ENT Konference o betonových mostech 2008 Termín a místo konání: 4. až 6. května 2008, Hyatt Regency, St. Louis, Missouri, USA Kontakt: www.nationaconcretebridge.org TAI LOR MADE CONCR ETE STR UCTU R ES: N EW SOLUTIONS FOR OU R SOCI ET Y fib sympozium Termín a místo konání: 18. až 21. května 2008, Amsterdam, Nizozemsko Kontakt: e-mail: [email protected], www.fib2008amsterodam.n I N FOR MATION AN D COM M U N ICATION TECH NOLOGY (ICT) FOR B R I DGES, B U I LDI NGS AN D CONSTR UCTION P R ACTICE IABSE konference Termín a místo konání: 4. až 6. června 2008, Helsinky, Finsko Kontakt: e-mail: [email protected], více www.betontks.cz TH I N WALLED STR UCTU R ES 5. mezinárodní konference Termín a místo konání: 18. až 20. června 2008, Surfers Paradise, Gold Coast, Australia Kontakt: [email protected] CR EATI NG AN D R EN EWI NG U R BAN STR UCTU R ES, TALL B U I LDI NGS, B R I DGES AN D I N F R ASTR UCTU R E IABSE kongres Termín a místo konání: 14. až 19. září 2008, Chicago, USA Kontakt: IABSE Chicago 2008, Organising Committee, fax: +184 729 148 13 CR EEP, SH R I N K AGE AN D DU R AB I LIT Y OF CONCR ETE AN D CONCR ETE STR UCTU R ES – CONCR EEP 8 8. mezinárodní konference Termín a místo konání: 30. září až 2. října 2008, Ise-Shima, Japan Kontakt: http://concrete-lab.civil.nagoya-u.ac.jp/concreeep8/ UTI LIZ ATION OF H IGH-STR ENGTH AN D H IGH-P ER FOR MANCE CONCR ETE 8. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 27. až 29. října 2008, Toshi Central Hotel, Tokio, Japonsko Kontakt: [email protected], www.jci-web.jp/8HSC-HPC/, více www.betontks.cz CONCR ETE – 21ST CENTU RY SU P ER H ERO fib sympozium Termín a místo konání: 29. června až 1. července 2009, Londýn, Velká Británie Kontakt: fib group UK, c/o The Concrete Society, www.concrete.org.uk IABSE SYM POZI U M Termín a místo konání: 13. až 18. září 2009, Bankok, Thajsko


4/2007

CÍL A ZAMĚŘENÍ KONFERENCE 4. konference věnovaná prefabrikaci a betonovým dílcům se po dvou letech od úspěšné 3. konference opět zaměří na to nejzajímavější a nejpodstatnější, co se v oboru montovaných betonových konstrukcí „odehrálo“ v ČR, v Evropě i v širším světovém měřítku. Segment prefabrikace urazil od roku 2005 v rámci betonového stavitelství ČR další kus cesty ve svém vývoji. Kromě výrazného přizpůsobování sortimentu vyráběných dílců potřebám stavebního trhu trvale roste variabilita prvků, ve stále širším měřítku se uplatňují progresivní druhy betonu – beton vysokopevnostní, vysokohodnotný a lehký, velmi nápadité a ekonomicky úspěšné jsou i kombinace betonu s dalšími stavebními materiály. Samozřejmostí se staly požadavky trvanlivosti, odolnosti a precizní přesnosti betonových dílců. Konferenci Prefabrikace a betonové dílce 2007 pořádá Česká betonářská společnost ČSSI (ČBS) opět jako průřezovou akci zaměřenou na široké spektrum prefabrikace jako svébytného oboru betonového stavebnictví a na její možnosti na trhu ČR a EU. Speciální pozornost letošního ročníku bude věnována povrchu dílců v kontextu požadavků na pohledový beton, progresivním výrobkům a komponentům pro betonové dílce a dále problematice vyztužování prefabrikátů a jejím zvláštnostem. Snahou pořádající ČBS je představit účastníkům konference rovněž inspirující ukázky montovaných konstrukcí z tuzemska i ze zahraničí a pozvat za tím účelem významné odborníky jako vyzvané řečníky. Pro účastníky konference bude opět připraven sborník příspěvků a soubor bezprostředně využitelných odborných a informačních materiálů. Velký prostor bude dán už tradičně i prezentaci zajímavých technologií a dílců na doprovodné výstavě a diskuzím k jednotlivým tematickým okruhům. V rámci dvoudenního průběhu konference se počítá i se společenským večerem a odbornou exkurzí. TEMATICKÉ OKRUHY KONFERENCE A Vyzvané přednášky předních odborníků z ČR a zahraničí B Navrhování a realizace – nové trendy v prefabrikaci C Progresivní výrobky a komponenty – novinky od roku 2005 D Povrch betonu a pohledový beton v prefabrikaci E Specifika vyztužování montovaných konstrukcí F Normy a technická legislativa, zkoušení dílců G Chyby, závady a rekonstrukce montovaných staveb

KONEČNÁ POZVÁNKA

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

4. konference

PREFABRIKACE A BETONOVÉ DÍLCE 2007

TERMÍN A MÍSTO KONÁNÍ Konference a doprovodná výstava se budou konat ve středu 10. října a ve čtvrtek 11. října 2007 v Koncertním sále Domu hudby v Pardubicích. VĚDECKÝ VÝBOR Ing. Michal Mikšovský, předseda, Ing. Pavel Čížek, Ing. Ladislav Šašek, CSc., Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA, Ing. Jan Tichý, CSc., Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc., Ing. Petr Vorel, ml. ORGANIZÁTOR ČBS Servis, s. r. o. ČBS Servis, s. r. o., Samcova 1, 110 00 Praha 1 ☎ 222 316 195, 222 316 173 222 311 261 [email protected] URL www.cbsbeton.eu

10. a 11. října 2007 Pardubice, Dům hudby

POZVÁNKA A ZÁVAZNÁ PŘIHLÁŠKA

Česká betonářská společnost ČSSI www.cbsbeton.eu a ČBS Servis, s. r. o. www.cbsservis.eu ve spolupráci s Kloknerovým ústavem ČVUT v Praze

Školení

ZATÍŽENÍ STAVEBNÍCH KONSTRUKCÍ PODLE SOUSTAVY ČSN EN 1991 (EUROKÓDU 1)

ODBORNÉ ZAMĚŘENÍ A CÍL ŠKOLENÍ Školení se zaměřuje na nové české normy ČSN EN 1990 „Zásady navrhování konstrukcí“ a vybrané části ČSN EN 1991 „Zatížení konstrukcí“, které jsou již zavedeny, nebo se zavádějí do soustavy českých norem překladem příslušné EN, Eurokódu, který je vždy doplněn národní přílohou. Takto zavedené normy se již mohou alternativně používat pro navrhování konstrukcí v ČR, v březnu 2010 pak zcela nahradí původní ČSN pro navrhování konstrukcí. V současnosti se tvorba dokumentů EN a jejich zavádění do národních systémů norem dostává do své závěrečné etapy a zanedlouho by tedy měla celá Evropa navrhovat stavby podle jednotných metodických postupů. Cílem školení je přispět k seznámení české technické veřejnosti se zásadami a aplikačními pravidly především základní normy ČSN EN 1990, a dále nejdůležitějších částí ČSN EN 1991. Vedle obecných zásad navrhování konstrukcí včetně geotechnických prvků se vysvětlují zásady a aplikační pravidla pro stanovení účinků od stálého a užitného zatížení, od klimatických zatížení sněhem a větrem a od mimořádných zatížení. Studijní texty vycházejí z platného znění norem ČSN EN. Texty se opírají o dlouhodobou zkušenost autorů při národním zavádění Eurokódů včetně tvorby národních příloh i z poznatků získaných při řešení evropského pilotního projektu Leonardo da Vinci „Rozvoj znalostí potřebných pro zavedení Eurokódů“. Obecné části výkladu nových norem jsou vždy doplněny ilustrativními příklady, které vysvětlují použití zásad i aplikačních pravidel. Školení má tedy přinést praktické znalosti, které se uplatní při navrhování konstrukcí podle nových evropských předpisů. Účastníci školení obdrží jako teoretický a praktický podklad sborník přednášek, příkladů a prezentací. Teoretický výklad lektorů bude omezen tak, aby vznikl dostatečný prostor pro ilustraci problematiky na příkladech, zodpovídání dotazů a pro diskuzi. V závěru školení bude krátkým testem ověřena úroveň znalostí nabytých účastníky. Všem účastníkům, kteří školení v plném rozsahu absolvují, bude na místě předán certifikát ČBS. SBOR LEKTORŮ Prof. Ing. Milan Holický, DrSc., odborný garant školení Doc. Ing. Jana Marková, Ph.D. Ing. Miroslav Sýkora, Ph.D. Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA, Česká betonářská společnost ČSSI PROGRAM ŠKOLENÍ BLOK 1: ZÁSADY NAVRHOVÁNÍ ❙ Zásady navrhování podle EN 1990 ❙ Navrhování geotechnických konstrukcí BLOK 2: ZATÍŽENÍ STÁLÁ, UŽITNÁ A KLIMATICKÁ ❙ Zatížení stálá a užitná ❙ Zatížení sněhem ❙ Zatížení větrem BLOK 3: ZATÍŽENÍ BĚHEM PROVÁDĚNÍ A ZATÍŽENÍ MIMOŘÁDNÁ ❙ Zatížení během provádění ❙ Zatížení mimořádná BLOK 4: KOMPLEXNÍ PŘÍKLADY ❙ Příklady výpočtu účinků zatížení ❙ Příklady návrhu základů

19. října 2007 Praha, Masarykova kolej ČVUT

TERMÍN A MÍSTO KONÁNÍ Školení je jednodenní a bude se konat v Praze v pátek 19. října 2007 v kongresovém sále Masarykovy koleje, Thákurova 1, Praha 6 – Dejvice.

M O S T Y

Recommend Documents